М. М. КОРНЕЕВ
СТАЛЬНЫЕ МОСТЫ
ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ И ПРАКТИЧЕСКОЕ
ПОСОБИЕ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
КИЕВ 2003
М. М. КОРНЕЕВ
СТАЛЬНЫЕ МОСТЫ
ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ И ПРАКТИЧЕСКОЕ
ПОСОБИЕ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
КИЕВ 2003
УДК 624.2Z.8
ББК 39.112
К 67
Корн1св М. М. Сталев! мости: Теоретичний i практичний поабник з проекту-
вання. — К., 2003. — 547 с. — Рос. мовою.
Викладено розрахунков! та конструктивш сучасн! гпдходи до проектування
сталевих моспв. Поряд з розрахунками сталевих конструкцш за вггчизняними мосто-
вими нормами, в книз! подан! альтернативн! методики, як! викладеш в проект! евро-
пейських норм i в мостових нормах США. Особлива увага надаеться розрахункам,
спрямованим на шдвищення довгов!чносп моспв. Також неведено вимоги до конст-
руювання i розрахунку мостових конструкцш, не охоплеш в!тчизняними нормами.
Книга призначена для шженерно-техшчних роб!тник!в, як! займаються проекту-
ванням i буд!вництвом моспв.
1л. 323, табл. 267, б!блюгр. 98 назв
Изложены расчетные и конструктивные современные подходы к проектирова-
нию стальных мостов. Наряду с расчетами стальных конструкций по отечественным
мостовым нормам, даны альтернативные методики, изложенные в проекте европей-
ских норм и в мостовых нормах США. Особое внимание в книге уделено расчетам,
направленным на повышение долговечности мостов. Также приведены требования по
конструированию и расчету мостовых конструкций, не охваченные отечественными
нормами.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, занимающихся
проектированием и строительством мостов.
Ил. 323, табл. 267, библиогр. 98 назв.
Рецензент: Главный инженер проектов АО «Киевсоюздорпроект»,
канд. техн, наук, профессор, ФУКС Г. Б.
ISBN 5-8238-0796-1
© М. М. КОРНЕЕВ, 2003
ВВЕДЕНИЕ
В книге Евгения Оскаровича Патона «Стальные мосты» приведено высказыва-
ние английского историка Маколея о том, что «наибольшее влияние на развитие куль-
туры имели те изобретения, которые способствовали сокращению расстояний». Патон
отнес к таким изобретениям мосты, и он был несомненно прав. Со времени написания
его книги прошел почти век. Сейчас самолеты могут перенести вас в считанные часы
на другой край планеты, а электронные средства коммуникаций сделали наш мир раз-
мером с многоквартирный дом. Но мосты не утратили своего значения. Их продолжа-
ют строить все больше, и сами мосты становятся все сложнее. В настоящее время по-
строены уникальные мостовые переходы через морские проливы в Японии и Дании.
Становятся все реальнее ранее фантастические проекты мостовых переходов через
большие водные преграды, такие как через Мессинский пролив (связь Сицилии с кон-
тинентальной Италией), через Гибралтар (связь Европы и Африки) и через Берингов
пролив (связь Азии и Америки).
Основой успешно построенного, долговечного и надежного моста является
нормативная база, т.е. свод правил, по которым должно выполняться его проектирова-
ние, строительство, контроль и приемка в эксплуатацию. К моменту написания книги
сложилась ситуация, при которой отечественные нормы во многом не соответствуют
современным взглядам на мостовую конструкцию. В книге рассмотрены основные не-
соответствия между отечественной нормативной базой и европейскими нормами, а
также некоторыми разделами новых мостовых норм США.
История зарождения мостостроения всегда притягивала к себе автора, поэтому в
книге приведен краткий исторический очерк о стальных мостах. На рассмотренных
примерах мостов прошлого можно проследить зарождение и становление многих об-
ластей науки и техники, которые впоследствии позволили создавать мосты с двухки-
лометровыми пролетами.
Знание свойств стали является необходимым условием успешной работы проек-
тировщика стальных мостов. В реальной работе, при сооружении моста приходится
постоянно решать вопросы, связанные с заменами марок сталей, принимать решения
по ликвидации дефектов, связанных с изготовлением и эксплуатацией сооружения, из-
за того, что сталь меняет свои свойства в результате нагрева и охлаждения, вынужден-
ных пластических деформаций, циклических нагружений и т.п.
Ранее основная энергия отечественных инженеров-проектировщиков была на-
правлена на создание конструкций с малой металлоемкостью. Экономия стали приво-
дила к таким проектным решениям, за которые приходилось расплачиваться уже через
несколько лет эксплуатации. В книге делается упор на том, что основное внимание
должно быть уделено надежности и долговечности сооружений. Правильно выпол-
ненные расчеты выносливости соединений и элементов моста являются основой его
Введение
3
безремонтной эксплуатации. В книге даны методики расчета выносливости соедине-
ний из европейских и американских норм.
Аэродинамические расчеты мостов подвесных систем — неотъемлемая часть
общих расчетов моста, поскольку ветровая нагрузка с увеличением пролета становится
определяющей. В книге рассмотрены наиболее опасные виды аэроупругих колебаний.
Приведены формулы для определения критических параметров.
Одна из глав книги целиком посвящена вопросам проектирования и устройства
соединений стальных конструкций. Создание удачной конструкции нового стыка или
соединения, при кажущейся простоте вопроса, является определенным достижением
инженерной мысли. Возможные разрушения мостовых конструкций, как правило, свя-
заны с местами соединений. Вопросы, которые недостаточно ясно освещены в отече-
ственных мостовых нормах, дополнены соответствующими разделами отечественных
гражданских и европейских норм.
Регулирование усилий в элементах больших мостов — наиболее прогрессивный
способ создания желаемого напряженно-деформированного состояния. Необходи-
мость регулирования особенно остро ощущается при проектировании вантовых мос-
тов. В книге приведен расчетный алгоритм регулирования, а также пример реального
регулирования усилий в элементах большого вантового моста.
Проектированию ортотропных плит проезжей части мостов посвящена отдель-
ная глава. В ней рассмотрены вопросы проектирования ортотропных плит с замкну-
тыми продольными ребрами, которые практически не были охвачены отечественными
нормами, а также существующие конструкции покрытия проезжей части и способы
защиты от коррозии ортотропных плит.
В книге достаточно уделено внимание проектированию мостов с канатными
элементами. Удельный вес таких мостов, даже с относительно небольшими пролета-
ми, в последнее время неуклонно увеличивается. В мостах подвесных систем есть воз-
можность использовать материалы с очень высокой прочностью для основных растя-
нутых элементов, что позволяет уменьшать вес пролетных строений.
Одна из глав книги посвящена мостам, запроектированным с участием автора.
В предлагаемой книге речь в основном идет о стальных мостах, хотя затронуты
и иные вопросы. Книга может быть полезна инженерам, проектирующим и строящим
мосты.
Для удобства прочтения ссылки на литературные источники и оглавления даны
для каждой главы книги отдельно.
Автор выражает глубокую благодарность проф. Г. Б. Фуксу и д-ру техн, наук
А. В. Перельмутеру за высказанные замечания после внимательного прочтения руко-
писи. Хочу выразить благодарность проф. М. И. Казакевичу за ценные советы, данные
мне при работе над разделом «Аэродинамика».
4
Введение
1. КЛАССИФИКАЦИИ МОСТОВ
Определение технического термина «мост» в различной литературе трактуется
по-разному. По определению, данному в Eurocode [1]: «Мост - это искусственное
инженерное сооружение, в основном предназначенное для несения нагрузок, относя-
щихся к переходу через естественные препятствия или пути сообщения. Понятие
включает в себя все типы мостов, главным образом автодорожные, пешеходные, же-
лезнодорожные, мосты-транспортеры, мосты-каналы, мосты для самолетов».
Ниже в табл. 1.1... 1.5 приведены классификации, по которым можно охарактеризо-
вать мост. Классификации отнюдь не строгие и носят во многом условный характер. На-
пример, в проекте новых мостовых норм России предлагается классифицировать мосты
по типу, назначению, материалам, размеру, сроку службы и форме собственности.
Развитие современных технологий привело к созданию новых материалов для
мостов: прочных алюминиевых сплавов, углеродных волокон и нестареющего пласти-
ка. В настоящее время уже установлен канат из углеродных волокон на эксплуатируе-
мом вантовом мосту. Существуют мосты с несущими элементами из стекла. Древесина
в пролетных строениях современных мостов по своим характеристикам приближается
скорее к стали, чем к дереву. Но все же традиционные материалы, такие как сталь и бе-
тон, являются основными для современных мостов, а наибольшие пролеты достигнуты
в мостах из стали.
Для того, чтобы избежать терминологической путаницы, которая обычно бывает
у нас при технических переводах, здесь в таблицах и далее в книге основные термины
продублированы на английском языке.
По сроку службы мосты делят на постоянные и временные. К временным отно-
сят мосты, срок службы которых не превышает 10 лет.
Помимо приведенных, существуют более подробные классификации каждого из
видов мостов. Например: балочные мосты делят на разрезные или на неразрезные; раз-
водные мосты делят на вертикально-подъемные, поворотные и раскрывающиеся и т.п.
Иногда описать конструкцию моста и причислить его к одному из видов, которые
приведены в классификациях, не просто. Причиной тому может служить новый матери-
ал несущих конструкций или необычное статическое решение моста.
Таблицами не охвачены различные сооружения тоннельного типа, а также водо-
пропускные трубы.
1. Классификации мостов
5
Таблица 1.1
Классификации мостов по назначению
ТИП МОСТА	ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Пешеходный Footbridge (Pedestrian Bridge) Автодорожный Highway Bridge Городской Town (City) Bridge Железнодорожный Railroad (Railway) Bridge Совмещенный Combined Bridge (Road-cum-rail Bridgel)	Мосты, предназначенные в основном для движения пешеходов Мосты на автомобильных дорогах, предназначенные для дви- жения по ним автомобилей. На мосту, как правило, устроены тротуары для пропуска пешеходов Мосты, являющиеся частью уличной сети городов Мосты на железных дорогах, предназначенные для движения по ним подвижного состава железных дорог Мосты, совмещенные под автомобильное движение и движе- ние рельсового транспорта (железнодорожного, трамвайного, поездов метрополитена)
Таблица 1.2
Классификация мостов по виду
ТИП МОСТА	ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Мосты Bridges Путепроводы Overpasses (Flyovers) Виадуки Viaducts Эстакады Trestle Bridges Разводные мосты Drawbridges (Movable Bridges) Наплавные мосты Floating Bridges Мосты- транспортеры Transporter Bridges	Мосты через реки или иные водные препятствия называют просто мостами Мосты через железные и автомобильные дороги Мосты, перекрывающие суходолы или узкие долины Длинные мосты однообразной высоты с относительно неболь- шими пролетами, перекрывающие суходолы или поймы рек, а также проходящие по застроенным территориям в горах Мосты с перемещающимися пролетными строениями для пропуска судов Мосты, которые в качестве опор используют плавучие сред- ства Мосты, на которых перемещение грузов и пассажиров осуще- ствляется по канатной дороге (или с помощью парома)
6
1. Классификации мостов
Таблица 1.3
Классификация мостов по материалу
ТИП МОСТА	ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Деревянные Timber Bridges	Мосты, у которых несущие элементы пролетного строения в основном изготовлены из дерева
Каменные Mason (Stone) Bridges	Мосты, у которых опоры и пролетные строения выполнены из природного камня
Железобетонные Reinforced concrete Bridges	Мосты, у которых основные несущие элементы пролетного строения изготовлены из железобетона
Стальные Steel Bridges	Мосты, у которых основные несущие элементы пролетного строения выполнены из стали
Сталежелезобетонные Composite Bridges	Мосты, у которых основные несущие элементы пролетного строения выполнены из сочетания стальных конструкций и железобетона
Таблица 1.4
Классификация мостов по статическим схемам
ТИП МОСТА	ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Балочные мосты Beam Bridges	Мосты, у которых пролетные строения представляют собой изгибаемую балку со сплошной стенкой
Фермы Truss Bridges	Мосты, у которых балочные пролетные строения выполне- ны из ферм
Арочные мосты Arch Bridges	Мосты, у которых пролетные строения представляют собой арку
Висячие мосты Suspension Bridges	Мосты, балка жесткости которых подвешена при помощи подвесок на кабелях, перекинутых через пилоны
Вантовые мосты Cable-stayed Bridges (Stayed Bridges)	Мосты, у которых балка жесткости поддерживается на- клонными канатными элементами, закрепленными на пи- лоне (ах)
Консольные мосты Cantilever Bridges	Мосты, у которых пролетные строения имеют консоль (ли)
Рамные мосты Frame Bridges	Мосты, в которых пролетное строение и опоры изгибно связаны между собой
7. Классификации мостов
7
Таблица 1.5
Классификация мостов по размеру
ТИП МОСТА	ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Малые Small	Мосты длиной1) до 25 м
Средние Medium	Мосты длиной от 25 до 100 м
Большие	Мосты длиной свыше 100 м
Big (Large)	также автодорожные с пролетами более 60 м
Внеклассные	Нет строгого определения. Как правило, мосты большой длины с пролетами свыше 100 м или со сложной статиче- ской схемой
’’ Длину моста следует принимать по концам береговых опор, при этом длину пере-
ходных плит в длину моста включать не следует.
ЛИТЕРАТУРА
1.	ENV 1992-3 Design of Steel Structures, Steel Bridges
2.	Е.О.Патон, Б.Н.Горбунов. Стальные мосты. - Т. 1. - К.: Изд-во кассы КПИ. - 1930. -
780 с.
3.	СНиП 2.05.03-84. Мосты и трубы.
4.	Мосты и трубы. Проектирование, строительство и приемка в эксплуатацию. СНиП.
(2-я редакция). - М.: Госстрой России. — 2001.
8
1. Классификации мостов
2.	ПОЯВЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ МОСТОВ
2.1.	ИСТОРИЯ ПОЯВЛЕНИЯ СТАЛИ В МОСТОСТРОЕНИИ
Датой рождения металлических мостов считают 1779 год, когда в Англии был
построен мост из чугуна с пролетом 30.5 м (рис.2.1).
Рис.2.1. Железный мост - Iron Bridge, Coalbrookdale, 1779 г.
Металлические элементы и ранее использовалось в мостовых сооружениях. Есть
данные про древние висячие мосты в Китае, у которых цепи имели железные звенья. В
2. Появление стальных мостов
9
деревянных мостах тяги и нагели были из металла. Но все же металлическими эти мосты
нельзя было назвать.
В 19 в. инженеры создавали и совершенствовали новые статические схемы и но-
вые конструктивные решения. Этот процесс протекал болезненно. Обрушение мостов
при их возведении было не редкостью. Также обрушались уже построенные мосты,
что приводило к многочисленным человеческим жертвам. Это было вызвано тем, что
многие проектные решения не могли быть подкреплены расчетами, поскольку еще не
были созданы соответствующие расчетные теории. Инженеры прошлого в основном
полагались на интуицию и на испытания уменьшенных копий мостов, а также их узлов
и деталей. Но самое удивительное заключалось в том, что в таких условиях создава-
лись грандиозные сооружения циклопических размеров.
Конструктивные схемы мостов прошлого сейчас не кажутся особо сложными,
однако их воплощение в натуру требовало огромных творческих и физических усилий.
При этом возникала потребность в создании новых металлургических заводов, новых
станков и механизмов, подъемных машин большой грузоподъемности, копров со свае-
бойными бабами, подводных колоколов с устройствами для подачи воздуха, кессонов,
испытательных машин, новых типов соединений и т.п. При каждом новом большом
строительстве возникали многочисленные вопросы, которые приходилось решать ин-
женерам и ученым, что подстегивало развитие теории упругости и строительной меха-
ники. Кроме того, строительство стальных мостов ускоряло развитие металлургии по
совершенствованию состава сталей и номенклатуре выпускаемых изделий.
Совершенствование соединений прокатных стальных элементов привело к появ-
лению сварки. Развитие сварки позволило создавать новые типы конструкций, которые
были существенно легче своих предшественников, что в свою очередь открыло возмож-
ность уменьшать вес мостовых конструкций и увеличивать пролеты.
Для понимания логичности конструкций металлических мостов прошлого на
этапах их исторического развития полезно знать свойства металла и возможности ме-
таллургии соответствующей эпохи. На каждом историческом этапе схемы мостов, их
пролеты и конструкции представляются логичными, так как были продиктованы меха-
ническими свойствами металла и инженерным уровнем времени, причем последнее
обстоятельство играло второстепенную роль. Историю материала металлических мос-
тов Е.О. Патон разделял на три периода: 1780-1850 гг. - чугун; 1850-1900 гг. - сва-
рочное железо; с 1890 г. - стали.
ЧУГУН - это сплав железа с относительно большим количеством углерода - от 2 до 4.5%.
Производится из чугуна сырца, выплавляемого из железной руды и кокса в доменных печах.
Руда и кокс послойно загружаются в доменную печь. Высокая температура 1100-1200 граду-
сов достигается за счет горения углерода кокса. Кокс, который состоит на 90% из углерода,
получают из каменного коксующегося угля нагреванием без доступа воздуха до температуры
близкой к 1000 градусов. Продукты горения кокса восстанавливают из руды железо и в то же
время науглераживают его, превращая в чугун. Свойства чугуна зависят от примесей и спосо-
ба охлаждения отливок. У чугуна в явном виде отсутствуют предел упругости и удлинение при
разрыве. Все сорта чугуна отличаются хрупкостью. Разрушение происходит без видимых де-
формаций. Нет линейной зависимости деформаций от напряжений. Остаточные деформации
появляются даже при малых напряжениях. Средний модуль деформации около 100 000 МПа,
т.е. вдвое меньше, чем у стали. Временное сопротивление чугуна Сжатию, растяжению и изги-
бу различно, вследствие чего чугун пригоден только для сжатых частей. В 19 в. были достиг-
нуты следующие временные сопротивления: при сжатии = 290-980 МПа; при растяжении -
70-300 МПа; при изгибе = 100-350 МПа. Внутренние напряжения при остывании отливок мо-
10
2. Появление стальных мостов
гут привести к разрушению отливки даже при слабом ударе. Внутри чугунной отливки часто
образуются пустоты.
СВАРОЧНОЕ ЖЕЛЕЗО - неоднородный волокнистый материал научились получать в сере-
дине 19 в. из чугуна. Чугун варили, перемешивая в течение двух и более часов, удаляя, таким
образом, графит из расплава. Масса перемешивалась со шлаком и изливалась, остывала с его
включениями. Этот пористый материал называли крицей. Далее, крицу разогревали и проко-
вывали под паровым молотом, уплотняя и сваривая проковкой отдельные куски железа между
собой. Затем прокатывали на вальцах. Уплотненные остатки шлаков внутри железа приобре-
тали вид нитей-строчек, сообщая сварочному железу волокнистую структуру и неоднород-
ность свойств вдоль и поперек прокатки. Механические характеристики сварочного железа
были следующими: временное сопротивление вдоль волокон = 230-490 МПа; поперек = 180—
390 МПа; предел упругости вдоль волокон = 130-230 МПа; удлинение при разрыве вдоль во-
локон = 30-10%; поперек = 6-2 %.
СТАЛИ. С изобретением конвертора и мартена начали производить стали, которые имели
равномерную мелкозернистую структуру. В 1856 году в Англии Бессемер изобрел способ, при
котором удаление углерода из чугуна происходило за счет сжатого воздуха, вдуваемого в кон-
вертор. Сталь получают через 15-30 мин и поэтому из-за скоротечности процесса сложно бы-
ло регулировать выделение примесей. В 1865 году в Париже Мартен применил способ вы-
плавки стали на поде печи, в которую вдувался кислород. Процесс выплавки стали стал более
длительным и продолжался 3-4 ч, и поэтому позволял строго регулировать выделение приме-
сей до желаемой степени. Кроме того, происходила меньшая загазованность стали из-за того,
что воздух соприкасался лишь с поверхностью, не проникая во внутрь. Выплавленную в бол-
ванки сталь затем вновь разогревали и прокатывали. Сталь, в отличие от сварочного железа,
могла закаливаться. Кроме того, появилось стальное литье. Механические свойства сталей в
начале 19 в. были близки по своим свойствам к современным углеродистым сталям.
2.2.	АРОЧНЫЕ МОСТЫ
Первый чугунный арочный мост был построен в
1779 году Абрахамом Дерби (Abraham Darby) в город-
ке Коэлбрукдэил (Coalbrookdale) в графстве Shropshire
в Англии (рис.2.1). Пролет арки равен 30.5 м; полный
вес моста 378.5 т. Чугунные элементы арок были отли-
ты на заводе, а затем собраны при помощи шпилек и
болтов (рис.2.2).
В 1796 году в Англии был построен чугунный
арочный мост в Сундерленде с рекордным пролетом
72 м. Арка состояла из отдельных коробчатых секций.
Надарочное строение было чугунным сквозным.
Чугунные арочные мосты стали строить повсе-
местно. Пролеты мостов постепенно увеличивались.
В России наиболее значительным чугунным арочным
мостом являлся Николаевский мост в Петербурге
(после революции был назван мостом Лейтенанта
Шмидта). Он был построен в 1843-1850 гг. Мост имел
пролеты по схеме; 32.1 + 36.9 + 42.9 + 46.8 + 42.9 +
36.9 + 32.1 м. Полная длина моста составила 298 м.
Проект майора-инженера С. В. Кербедза, архитектор
А.П. Брюллов. В 1938 году пролетные строения моста
заменены стальными сварными балками.
Рис.2.2. Фрагменты арки
2. Появление стальных мостов
и
Рис.2.3. Ponte Maria Pia, Portugal, 1887
Арочные мосты из чугуна строили повсеместно до середины 19 в., потом чугуну
на смену пришло сварочное железо, а затем и стали. Первый большой арочный мост из
стали (Лркольский) был построен в Париже 1853 году.
Отсутствие широкого стального проката приводило к созданию ажурных конст-
рукций, мастером которых, несомненно, был Густав Эйфель (Gustave Eiffel). Мост Ма-
рии Пиа (Ponte Maria Pia) через реку Доуро в Португалии с пролетом 160 м был по-
строен в 1877 году по его проекту (рис.2.3).
В 1884 году Эй-
фель строит мост Га-
рабит (Garabit) во
Франции аналогичной
системы с пролетом
арки 165 м. Пролет ар-
ки в то время был наи-
большим в мире. Но
этот мост стал послед-
ним в карьере Эйфеля.
Через несколько лет он
станет всемирно из-
вестным своей башней
в Париже, построенной
в 1899 году к откры-
тию всемирной выстав-
ки 1900 года.
Рис.2.4. Hell Gate Bridge, 1916, пролет арки 298 м
Из крупнейших арочных мостов прошлого следует отметить три моста, постро-
енных в начале 20 в.
В 1916 году под руководством инженера Густава Линдентела (Gustav Lindenthel)
и двух его ассистентов Othmar Ammann и David Steinman был построен арочный же-
лезнодорожный мост в Нью-Йорке через Ист Ривер, со звучным названием «Ворота в
12
2. Появление стальных мостов
Ад» (Hell Gate). Пролет арки составил 298 м; высота пилонов 76 м; высота проезда
41 м; высота арки 93 м; вес стали 39200 т (рис.2.4). Этот мост стал этапным событием
в развитии арочных мостов. Идеи этого моста впоследствии были использованы на
двух еще более грандиозных сооружениях.
Рис.2.5. Sydney Harbor Bridge, 1932, пролет арки 503 м
В 1924 году в Сиднее (Австралия) и в 1928 году в Нью-Йорке (США) приступи-
ли к строительству самых больших арочных мостов.
Из множества проектов мостов через Гавань Сиднея вначале рекомендовался
консольный мост. Но после сооружения моста Хел Гейт в Нью-Йорке планы были пе-
ресмотрены, и был объявлен международный тендер. Тендер был выигран английской
Рис.2.6. Bayonne Bridge, 1931, пролет арки 503,6 м
компанией, которую возглавлял Дорман Лонг и проектный консультант Ральф Фриман.
Строительство моста через Сиднейскую Гавань было завершено в 1932 году (рис.2.5).
Пролет моста составил 503 м; вес стали 38390 т; высота над водой 52.4 м. Ширина моста
49.0 м. Предназначен для четырех путей рельсового транспорта и 6 полос движения в
каждом направлении. Расход стали на квадратный метр моста составил 1560 кг.
2. Появление стальных мостов
13
Othmar Ammann (1879-1966), второй ассистент Gustav Lindenthel, был автором
моста Kill Van Kull или Bayonne Bridge в Нью-Йорке, строительство которого было
окончено в 1931 году (рис.2.6). Пролет моста составил 503.6 м, т.е. на 0,6 м больше
чем у моста в Сиднее; вес стали пролетного строения 16520 т. Но, несмотря на не-
сколько больший пролет, признанным лидером среди арочных мостов все равно явля-
ется мост в Сиднее, так как он самый широкий.
Сейчас арочные мосты не так популярны, как ранее для перекрытия больших
пролетов, так как их заменили мосты других систем. В то же время, арочные мосты с
пролетами 200-300 м могут быть вполне оправданными и сопоставимы по расходу
стали с вантовыми мостами. Но бывают случаи, когда становится оправданным строи-
тельство арочного моста с существенно большим пролетом. В 1978 году был построен
арочный мост с наибольшим пролетом арки в мире 518 м через Новую Речку в Запад-
ной Виржинии в США (рис.2.7). Автодорожный четырехполосный проезд моста под-
нят над уровнем воды на 267 м. Ширина балки жесткости 22 м. Полная длина моста
924 м. Мост был запроектирован Michael Baker Jr. Inc. департамента автомобильных
дорог Западной Виржинии. Стальные конструкции ферм моста выполнены из атмо-
сферостойкой стали. Рельеф позволил развить высокую стрелку и тем самым умень-
шить распор. Строительство моста велось 4 года.
Рис.2.7. New River Gorge Bridge, West Virginia, 1978
Хорошо вписан в окружающий ландшафт арочный мост через озеро Рузвельта в
Аризоне с пролетом арки 329 м, в котором пролетное строение подвешено на канатах
к стальным параллельно расположенным аркам коробчатого сечения (рис.2.8).
Арочные мосты с ездой понизу могут быть удачно вписаны в городскую пер-
спективу. В настоящее время разработаны и реализованы проекты безраспорных ароч-
ных мостов небольших пролетов 60-80 м, которые по своим показателям (стоимост-
ным и по расходу стали) соизмеримы с балочными мостами. Это достигается за счет
применения канатных элементов и конструктивных решений.
14
2. Появление стальных мостов
На мосту Баркуета в Испании (рис.2.9) тонкая балка низко расположена над во-
дой. Мост имеет пролет 168 м. Одна в поперечном сечении стальная арка поддержива-
ет на наклонных канатах балку жесткости проезда, и раздваивается только у опираний
на берега. Мост построен в 1990 году.
Арочные мосты наиболее жесткие из конкурирующих большепролетных схем,
т.е. имеют наименьшие прогибы под временной нагрузкой. Это делает их привле-
Рис.2.8. Roosevelt Lake Bridge, Arizona, US, 1990
кательными для рельсо-
вого транспорта, где огра-
ничение прогибов более
жесткое, чем для авто-
транспорта.
На Украине разра-
ботаны проекты двух
больших арочных мос-
тов. Одним из них может
стать совмещенный под
автодвижение и метропо-
литен мост через Днепр в
Киеве на трассе Подоль-
ского мостового перехо-
да. Арочный пролет мос-
та должен быть не менее
360 м. Арка должна пол-
ностью перекрыть зерка-
ло Днепра между Рыбальским и Трухановым островами. С арочным вариантом конку-
рирует вантовый.
Вторым арочным мостом может стать мост через реку Старый Днепр в Запоро-
жье на трассе нового мостового перехода. Автодорожный мост должен иметь пролет
не менее 260 м. Проезд моста поднят над водой на 50 м, что позволяет развить высоту
арки. Гранитные берега по-
зволяют опереть на них пя-
ты распорных арок.
Арочные схемы мо-
гут быть в существенной
степени подчинены архи-
тектуре. Это делает их кон-
курентоспособными с про-
чими схемами во всем диа-
Рис.2.9. Barqueta Bridge, Spain, 1990
пазоне пролетов.
2.3.	БАЛОЧНЫЕ МОСТЫ СО СПЛОШНОЙ СТЕНКОЙ
В первых малых мостах балки делали из чугуна. Они строились преимущест-
венно в Англии. Но из-за плохой работы чугуна на изгиб и на ударные воздействия,
мосты часто обрушались и их перестали строить. В 40-х годах 19 в. была сделана по-
пытка заменить чугунные растянутые элементы в мостах сварочным железом, а сжа-
тые оставить чугунными.
2. Появление стальных мостов
1S
Первым крупным мостом со сплошными стенками был мост Британия через Ме-
нейской залив, построенный в 1850 году. Мост имел коробчатое пролетное строение
(рис.2.10). Движение поездов осуществлялось внутри коробчатого пролетного строения
(рис.2.11).
Рис. 2.10. Britannia Railway Bridge, 1850
Балочный пролет моста, равный 142 м, был в некотором смысле случайным. Де-
ло в том, что первоначально мост строился как подвесной, но после испытания балки
Рис. 2.11. Сечение балки
нагрузкой, ее жесткость и прочность оказалась
достаточной и без подвеса на цепи, хотя пило-
ны уже были построены. Автором проекта мо-
ста был Роберт Стефенсон, сын гениального
железнодорожника Георга Стефенсона.
Сплошностенчатые мосты того времени
были очень тяжелыми, и дальнейшее развитие
балочных мостов пошло по пути их облегче-
ния, за счет создания сквозных ферм. Такая
тенденция продолжалась до 30-х годов прош-
лого века. С появлением листового стального
проката большой ширины и развития сварки
сплошностенчатые мосты стали и по настоя-
щий день служат самой распространенной
конструкцией в мостостроении.
После второй мировой войны в Герма-
нии появились мосты со стальными плитами
проезда и с железобетонными плитами, кото-
рые были включены в совместную работу с
главными балками. Произошло разделение
пролетных строений - на стальные и на стале-
железобетонные. Дальнейший прогресс каждой
16
2. Появление стальных мостов
конструкции сопряжен, как
с развитием технологий, так
и с теоретическими иссле-
дованиями.
Балочные мосты мо-
гут иметь открытое или
замкнутое поперечное сече-
ние. В первом случае ниж-
ние пояса главных балок
моста не объединены между
собой сплошным листом; во
втором случае нижний пояс
у главных балок общий и в
поперечном сечении образу-
ется коробка.
Балочные мосты наи-
более приспособлены для
создания криволинейных в
плане конструкций. Криво-
линейные эстакады, транс-
Рис. 2.12. Oakland, California, 1990
портные развязки и съезды с
мостов, как правило, выполняют из балок со сплошной стенкой. При этом, даже для
элементов с очень сложной криволинейной конфигурацией может быть применены не
только стальные главные балки но и стальные плиты проезжей части.
Рис. 2.13. Мост через ущелье Караташ, Турция, 1998 г.
На рис. 2.12 изображена транспортная автомобильная развязка в Окленде в Ка-
лифорнии, криволинейные конструкции которой выполнены из стальных коробчатых
балок с ортотропной плитой проезжей части. Применение стали в качестве материала
2. Появление стальных мостов
17
2- 3-941
для балок и опор, а не обычного для таких конструкций железобетона или сталежеле-
зобетона, было вызвано тем, что предшествующая ей железобетонная развязка, по-
строенная в 1957 году, была разрушена во время землетрясения 1989 году и при этом
погиб 41 человек, а 108 было травмировано.
Стальные балочные мосты со сплошной стенкой наиболее приспособлены для
сооружения их методом продольной надвижки. При этом, надвижку можно выполнять
без промежуточных опор даже при пролетах более 100 м. На рис. 2.13 изображен мост
через ущелье Караташ на окружной дороге вокруг Анкары в Турции. Балка жесткости
пролетного строения длиной 589.6 м с пролетами 84+5x105+84 и весом около 5100 тс
была собрана на одном берегу и надвинута в проектное положение без использования
шпренгеля и промежуточных опор.
2.4.	ФЕРМЫ
Историю появления ферм различных систем связывают с Америкой и с деревян-
ными фермами для железнодорожных мостов. Инженер Таун в 1829-1830 гг. предло-
жил многорешетчатые дощатые фермы, наибольший пролет которых составил 40 м.
Рис. 2.14. Monongahela Bridge, West Virginia, 1875
В 1840 архитектор Штата Массачусетс по имени Вильям Гау (William Howe) за-
патентовал конструкцию, которая внешне была очень похожа на деревянную ферму
полковника Лонга, но имела важное отличие - вертикальные элементы, работающие
на растяжение были выполнены не из дерева, а из чугуна. Это создавало возможность
периодически подтягивать их, обеспечивая таким образом плотность узлов. В 1844 году
Пратт (Pratt) заменил деревянные растянутые, нисходящие к середине пролета, раскосы
чугунными. В 1847 году Виппл (Whipple) опубликовал труд «Работа по мостостроению»,
в котором исследовались теоретические вопросы проектирования ферм. В 1850 году он
запатентовал ферму, в которой сжатые элементы были выполнены из чугуна, а растяну-
тые из сварочного железа. Это было вызвано тем, что плохая работа чугуна на растяже-
ние приводила к авариям мостов. На рис.2.14 приведена ферма моста при испытаниях
1875 года в Западной Виржинии.
Такую ферму сейчас называют шпренгельной: сжатые стойки и растянутые рас-
косы.
Первые балочные фермы из сварочного железа имели избыточное количество
раскосов, так как мостовики того времени полагали, что при выходе из строя одного из
18
2. Появление стальных мостов
раскосов заработают соседние. Дело в том, что расчеты ферм носили условный хари*
тер, и инженеры скорее основывались на эмпирике, чем на теории.
Рис. 2.15. Ponte Maria Pia, Portugal, 1885
Примером сказанному может служить мост, построенный на границе Португа-
лии и Испании в 1885 году. Ферма моста имеет избыточное количество раскосов. Дви-
жение поездов осуществляется в верхнем уровне, а автомобилей - по нижнему поясу
(рис.2.15). Мост был типичным для своего времени сооружением и был построен по
ранее разработанному проекту инженера Г устава Эйфеля.
Дальнейшее развитие ферм привело к упрощению их конструкции и уменьше-
нию раскосов. Основные разновидности решеток ферм могут быть дополнены элемен-
тами связей для уменьшения длин панелей и уменьшения свободных длин. Фермы мо-
|ут быть устроены с ездой поверху, понизу, а также в двух уровнях. Фермы могут
иметь параллельные и полигональные пояса. Они по-прежнему совершенствуются за
счет новых разновидностей сечений их элементов и конструкций узлов. Балочные
фермы приобрели свой современный вид уже в начале 20 в. Дальнейшее их развитие
шло по пути совершенствования сечений элементов и узлов их объединения. Основные
системы решеток были классифицированы следующим образом: раскосная - характери-
зуется наличием одного диагонального раскоса и вертикальной стойки во всех панелях;
треугольная — раскосы наклонены попеременно, то в одну, то в другую стороны и нет
вертикальных стоек; полураскосная - в каждой панели имеется по два полураскоса, ко-
торые встречаются в промежуточных узлах стоек.
2.5.	КОНСОЛЬНЫЕ МОСТЫ
Консольные мосты сейчас почти не строят из-за ощутимых деформаций в местах
шарниров и большого расхода стали. Но ранее эта схема позволяла перекрывать огром-
ные пролеты. В 1846 году английские инженеры Кларк и Фаулер предложили устраи-
вать шарниры в местах нулевых моментов статически неопределимых балок для уп-
рощения их расчетов. Первый мост этой системы был построен в Германии инжене-
г
2. Появление стальных мостов
19
ром Гербером, отсюда название консольных ферм «фермы Гербера». Начало строи-
тельства консольных железных ферм относится к середине 60 годов.
Рис. 2.16. Forth Rail Bridge, 1889
Развитие железной дороги, связывающей Шотландию и Англию, привело к по-
требности пересечения двух узких морских заливов Фортского и Тэйского. Пассажиры
сходили с железной дороги у заливов и далее переправлялись на тихоходных паромах,
которые сильно зависели от погоды. Железная дорога несла убытки. Английский ин-
женер Томас Бауч (Thomas Bouch) в 1871 году приступил к строительству моста через
мелководный залив Тэй и в 1878 году по мосту прошел первый поезд. Королева Вик-
тория проехала по мосту в 1879 году, после чего Томас Бауч был удостоен рыцарского
сана. Но в конце 1879 года при проходе поезда во время сильной бури произошла ава-
рия моста из-за ветра, и при этом погибли 75 человек. Позже мост был восстановлен и
реконструирован под два пути. Эта авария повлияла на мировоззрение английских
проектировщиков. Сер Джон Фаулер (John Fowler) и Бенжамин Бейкер (Benjamin
Baker), приступая к проектированию моста через Фортский залив в Шотландии
(рис. 2.16), с глубинами воды до 65 м, решили создать не только самый большой, но
самый мощный, жесткий и безопасный мост в мире. Строительство моста продолжа-
лось всего 7 лет - с 1882 по 1889 год. Опоры с кессонными фундаментами могли быть
устроены только на относительном мелководье, при этом величина пролетов составила
2 по 521 м. Длина подвесных пролетов равнялась 107 м. Высота ферм в корнях консо-
лей 100.6 м. Вес стальных конструкций составил 58000 т.
Наибольший пролет консольного моста 549 м был достигнут в 1917 году в Квебе-
ке через реку Святого Лаврентия (рис. 2.17). Но этому предшествовала цепь трагических
событий. В 1899 году было получено задание на проектирование железнодорожного
моста с пролетом 448 м. Эту работу возглавил выдающийся американский инженер Тео-
дор Купер (Theodore Cooper), который предложил увеличить пролет на 61 м, доведя его
до 549 м. Это было сделано с единственной целью - установить новый мировой рекорд.
20
2. Появление стальных мостов
Рис.2.17. Quebec Bridge over the St Lawrence River, 1917
Работы начались в 1904 году, а и успешно продвигались, но в 1907 года была
обнаружена потеря устойчивости сжатых опорных поясов. 29 августа 1907 года про-
изошло обрушение южной консоли весом 9000 т, при котором погибли 44 человека.
Карьера Купера была закончена и он вскоре скончался. Строительство продолжилось
только после существенного усиления сечений моста. Решение об усилении было при-
нято после сопоставления фотографий Фортского моста и Квебекского до его разруше-
ния. При этом была сохранена длина подвесного пролета - 195 м. Монтаж подвесного
пролета производился в сентябре 1916 года, и когда до завершения подъема оставалось
3.6 м, разорвалась тяга и 5200 т стали упало в воду. Это унесло еще 11 жизней. Мост был
введен в эксплуатацию только через год в 1917 году.
2.6.	ВИСЯЧИЕ МОСТЫ
Существование висячих мостов, в которых балка жесткости поддержана свобод-
но провисающим канатом (кабелем, цепью) известно очень давно. Но в современном
виде эта конструкция впервые появилась в Америке.
Рис.2.18. Chain Bridge, Pennsylvania, 1801
В 1801 году в штате Пенсильвания мировой судья Джеймс Финлей (James Finley)
построил первый, подвешенный на железных цепях мост, с пролетом 21 м (рис.2.18.), в
1808 году он получил на свою систему патент, а в 1810 году опубликовал работу «Опи-
сание патента цепного моста». До своей кончины в 1828 году Финлей запроектировал
еще около 13 мостов, большинство из которых разрушилось. Вторым его мостом в
2. Появление стальных мостов
21
1807 году был мост с пролетом 39 м. Далее строительство висячих мостов пошло
очень быстро, особенно в Америке.
Рис.2.19. Висячий мост в Киеве через Днепр 1853-1920 гг.
Рис.2.20. Взорванный мост через Днепр 1920 г.
Рис.2.21. Восстановленный мост по проекту Е. О. Патона
Первые висячие мосты в Европе были построены в России в Петербурге. Фран-
цузский инженер П. П. Базен в 1823 г. построил пешеходный мост с пролетом 15.25 м
22	2. Появление стальных мостов
в Екатерингофском парке. Инженер-полковник Г.М. Треттер совместно с инженером-
майором В.А. Христиановичем построили 2 цепных моста через Фонтанку. В 1824 году
был построен Пантелеймоновский мост с пролетом 43 м и шириной 10.7 м. Стрела це-
пи = 1/10 пролета.
В поперечном сечении на Пантелеймоновском мосту было размещено пять
плоскостей цепей - по две на краях и одна по центру. Мост был разобран в 1907 году.
Стоимость моста составила 161260 руб. В 1826 году был построен Египетский мост с
пролетом 54.8 м и шириной 11.7 м, и со стрелой цепей =1/10 пролета. В поперечном
сечении было размещено три плоскости цепей. Все конструкции обеих мостов были
изготовлены на заводе Берда в Петербурге. Мост обрушился в 1905 году в морозный
день под нагрузкой кавалерийского эскадрона и 11 саней, как предполагают, из-за раз-
рушения звена цепи.
Английские инженеры в середине 19 века построили в Европе выдающиеся мос-
ты. Так, в 1849 году английским инженером Кларком был построен известный висячий
мост в Будапеште с пролетом 209 м. В 1853 году было окончено строительство боль-
шого цепного моста через Днепр в Киеве с пролетами 138 м, выполненного по проекту
Чарльза Виньоля (рис.2.19). Большинство конструкций моста были изготовлены в Анг-
лии, пароходами доставлены в Одессу и далее на волах везлись в Киев. В 1920 году
войска гетмана Пилсудского взорвали мост (рис.2.20). Мост в 1925 году был восста-
новлен по проекту Е. О. Патона и получил название мост им. Евгении Бош (рис.2.21).
Мост просуществовал до 1941 года.
Рис.2.22. Tower Bridge, London 1886-1894
Для увеличения жесткости висячего моста и уменьшения локальных прогибов
применялась система, в которой кабели моста образовывалась из жестких плоских
ферм. Мост Тауэр в Лондоне через Темзу был построен по проекту инженера Джона
Вольфа-Берри (John Wolfe-Barry) и архитектора сера Хорейса Джонса (Sir Horace
Jones) (рис.2.22). Висячие боковые пролеты размером по 82.3 м поддерживаются пло-
скими фермами, а центральный разводной пролет моста равен 79 м.
2. Появление стальных мостов
23
Кабели висячих мостов образовывали из ферм, стальных полос, цепей и, нако-
нец, канатных элементов. Фермы жесткости могли иметь сложную конфигурацию. На
Рис. 2.23. Williamsburg Bridge, 1903
рис.2.23 показана гравюра поперечного сечения двухъярусной балочной фермы моста
Вильямсбург в Нью-Йорке в ее первоначальном виде в 1903 году.
Рис.2.24. Tacoma Narrows Bridge, 1940
Свой современный вид и
конструкцию подвесные мосты
приобрели в 20 веке: кабель под-
весного моста стал состоять из
проволок; подвесками стали ка-
натные элементы; пилоны стали
иметь малую изгибную жест-
кость; балка жесткости стала об-
ладать значительной изгибной и
крутильной жесткостью, не сов-
падающей по частоте. Последнее
требование стало определяющим
при проектировании больших
мостов, особенно после анализа
обрушения Такомского моста
(рис.2.24). Мост был построен в
июле 1940 году по проекту Леона
Моиссеева (Leon Moisseiff) в шта-
те Вашингтон. Длина подвесного
пролета 853 м. Первоначальная
ширина и высота балки состав-
ляли 11.9 и 2.4 м, соответственно.
Другими словами балка была
очень тонкой и имела малую из-
гибную жесткость и, что особен-
но важно малую крутильную жест-
кость. Как выяснилось впоследст-
вии, частота крутильных колебаний балки была меньше частоты изгибных колебаний,
что привело к появлению изгибно-крутильного флаттера. Разрушение моста произош-
24
2. Появление стальных мостов
ло всего через четыре месяца после его открытия под действием бокового ветра скоро-
стью 20 м/с в результате галопирования, т.е. колебаний с большой амплитудой и низ-
кой частотой. После его обрушения аэродинамические испытания мостов с подобны-
ми центральными пролетами
стали обязательными.
Мост был восстанов-
лен с существенным измене-
нием параметров балки толь-
ко через десять лет (рис.2.25).
Новые ширина и высота бал-
ки составили 18.3 и 10 м.
Наиболее известен из
построенных висячих мостов
прошлого века - это мост Зо-
лотые Ворота в Сан-Фран-
циско в США (рис.2.26).
Мост стал культовым соору-
жением для США и Голливу-
да. Автором моста является
Рис.2.25. Tacoma Narrows Bridge, 1950
Чарльз Элис (Charles Ellis),
Рис.2.26. The Golden Gate Bridge, San Francisco, 1937
который разработал принципиальные решения, хотя проектированием руководил Жо-
зеф Страус (Joseph Strauss), который ранее выдвигал идею перекрытия залива при по-
мощи консольно-подвесной системы.
Строительство моста началось в январе 1933 года и уже через четыре с полови-
ной года, 27 мая 1937 года мост был открыт для движения. Параметры моста: цен-
2. Появление стальных мостов
25
тральный пролет = 1280 м; высота пилонов 227.4 м; высота фермы = 7.6 м; ширина
фермы = 27.4 м; кабель диаметром 1 м состоит из 27000 проволок; вес каждого кабеля
7 125 т.
Рис.2.27. The Forth Road Bridge, 1964
Рис.2.28. Ahashi Bridge, 1998
Через 75 лет рядом с первым
Фортским мостом был построен вто-
рой, но уже висячей системы (рис.2.27).
Работы были начаты в 1958 году и
окончены в 1964. Автодорожный мост
был построен по схеме 408 + 1006 +
408 м. Высота фермы жесткости 8.4 м,
а ширина 23.8 м.
За прошлый век было построено
более десятка висячих мостов с проле-
тами более километра. Во многих из
них были воплощены новые и инте-
ресные идеи. Очень интересным со-
оружением является мост в Дании че-
рез пролив большой Бельт с пролетом
1624 м, построенный в 1998 году.
Но рекордсменом является мост,
построенный в 1998 году в Японии.
Это мост Акаши с центральным про-
летом 1990.8 м (рис.2.28). Мост через
пролив Акаши соединяет западную
часть города Кобе и острова Авадзи, и
лежит на одном из трех маршрутов,
соединяющем острова Хонсю и Ши-
коку. Строительные работы по соору-
жению фундаментов моста были нача-
ты в 1988 году.
26
2. Появление стальных мостов
Мост настолько огромен, что обычные при других масштабах элементы стано-
вятся очень сложными. На этом мосту видно, как количество переходит в качество.
Более подробные данные про этот мост приведены в главе «Канатные элементы».
Рис.2.29. Albert Bridge, London,1871
2.7.	ВАНТОВЫЕ МОСТЫ
В 1784 году немец Лошер
(Loscher) опубликовал и иллюстриро-
вал вантовый мост, выполненный це-
ликом из дерева, включая ванты. В
1817 году два британских инженера
Редпат (Redpath) и Браун (Brown) по-
строили вантовый мост King’s
Madows Bridge с пролетом 33.5 м для
пешеходов, в котором ферма была
поддержана наклонными подвесками,
закрепленными на чугунных пилонах.
Французский инженер Пойе
(Poyet) предложил систему моста, в
котором балка жесткости поддержи-
вается жесткими наклонными под-
весками-вантами, закрепленными на
пилонах. Французский инженер Клод
Навье (Claude Navier) в 1823 году
опубликовал возможные схемы ван-
товых мостов.
Вантовые мосты обрушались
чаще других. Потерпел аварию Ван-
товый мост с пролетом 79.0 м через
реку Твид, построенный в Англии
1817 году. Он рухнул во время бури
через 6 месяцев после постройки. За-
тем мост был восстановлен с добав-
лением криволинейной цепи и подве-
сок. Вантовый мост, построенный в
1825 году в Германии, с пролетом
78 м рухнул под прохождением фа-
кельного шествия через 4 месяца по-
сле постройки. В воду упало 246 человек и 50 из них погибло. В 1848 году рухнул еще
один вантовый мост в Германии под воздействием ветра, и после этого вантовые мос-
ты не строили почти 100 лет.
Мост Альберт в Лондоне через Темзу был построен в промежутке между 1871
и 1873 годом. Мост не совсем можно назвать вантовым, так как у него имеется при-
вычный кабель с подвесками. Но в то же время роль наклонных кабелей вант в
удержании балки жесткости является основной. Главный пролет моста 122 м. Мост
является очевидно самым старым из вантовых мостов (рис. 2.29), которые дошли до
нашего времени.
2. Появление стальных мостов
27
Первый из современных вантовых мостов с пролетом 183 м, был мост в Швеции,
построенный в 1955 году мостостроительной фирмой Демаг по проекту немецкого ин-
женера Дишингера (Dischinger). Далее за период около 20 лет было построено и строи-
Рис.2.30 Московский мост, Киев, 1976
лось более 60 вантовых автодорожных
мостов в мире, и подавляющая их часть в
Западной Германии.
Первым, из очень крупных по ми-
ровым меркам, вантовым мостом в СССР
был Московский мост в Киеве с главным
пролетом 300 м, построенный в 1976 го-
ду (рис. 2.30). Мост был построен строи-
тельными организациями треста МОС-
ТОСТРОЯ № 1 (в основном, работы бы-
ли выполнены Мостоотрядом № 2) по
проекту Киевского филиала ГПИ «Союз-
дорпроект». Главным инженером проек-
та был выдающийся мостовик Фукс Ге-
оргий Борисович, который к этому мо-
менту уже являлся автором проекта мос-
та-метро через Днепр в Киеве. Главным
архитектором проекта Московского мос-
та был А. В. Добровольский. Москов-
ский мост стал этапным мостом в совет-
ском мостостроении. На этом мосту бы-
ли отработаны технологии, которые
прежде не использовались в СССР.
Рис.2.31. Мост через Даугаву в Риге, 1981
В 1981 году был открыт мост в Риге в Латвии через Даугаву с пролетом 312 м,
под 4 полосы автодвижения (рис. 2.31). В 1990 году был введен в эксплуатацию Юж-
ный мост через Днепр в Киеве, предназначенный для движения 2 путей метро и 6 по-
28
2. Появление стальных мостов
лос движения. Пролет этого моста составил 268 м. Проектом обоих мостов руководили
Г. Б. Фукс и М. М. Корнеев, архитектором был Гаврилов А. Е.
Рис.2.32. Erasmus Bridge, Rotterdam, 1998
В последние годы пролеты вантовых мостов существенно возросли. Если ранее,
лет 20 назад, считалось, что рациональными пролетами вантовых мостов является диа-
пазон 200-400 м, то сейчас это видение изменилось. Кроме того, вантовые мосты стали
приобретать не совсем обычную для них форму. Архитектура стала определять облик
не только малых мостов, но и очень больших.
Мост Эрасмус (Erasmus) в Роттердаме с пролетом 284 м и разводным пролетом
55 м был построен в 1998 году. Балка жесткости малой высоты образована из двух ко-
робчатых балок высотой 2.25 м и
шириной 1.25 м. Отношение вы-
соты к пролету = 1/130.
В 1994 году был построен
мост Нормандия (Pont de Nor-
mandie) в устье реки Сены возле
Гавра во Франции. Главный про-
лет моста = 856 м, а высота пи-
лонов 214 м.
Мост проектировали фран-
цузская фирма SETRA и датская
COWIconsult. Проектировщикам
пришлось решать очень сложную
задачу устойчивости моста в вет-
ровом потоке при навесном спо-
собе монтажа.
Но рекордсменом среди
вантовых мостов является мост
через пролив Татара, построен-
ный в Японии в 1999 году
(рис. 2.33). Японцы хотели уста-
новить очередной рекорд, и, зная
Рис. 2.33. Tatara Bridge, Japan, 1999
о том, что во Франции сооружается мост с пролетом 856 м, решили достичь пролета
890 м на новом мосту Татара. Интересно то, что пролив Татара первоначально намеча-
лось перекрыть висячим мостом.
2. Появление стальных мостов
29
Следует все же отметить, что применение вантовых схем для мостов Нормандия
и Татара не является, бесспорно, правильным решением. Мосты висячей системы для
таких пролетов стоят дешевле.
Нужно отдать должное японцам за то, что они сумели в условиях землетрясений
и тайфунов создавать такие огромные мосты. Землетрясения для таких сооружений оп-
ределяют конструкцию фундаментов и пилонов, а ветровые воздействия - конструк-
цию пролетных строений.
Мост через главное русло Днепра в Запорожье (проект 2001 года)
Вантовые мосты в настоящее время практически не имеют серьезных конкурен-
тов при перекрытии пролетов 200-300 м. Для днепровских мостов вантовая схема уже
стала обычкой. Новым вантовым мостом, построенным в Украине в ближайшие годы,
может стать мост через главное русло Днепра в Запорожье (рис.2.34). Проект моста
(стадия ТЭ() инвестиций) предусматривает устройство 260-метрового судоходного
пролета. Проезд автомобилей противоположных направлений выполняется на незави-
симых пролетных строениях, которые поддержаны вантами, закрепленными на двух
пилонах. Разделение пролетных строений больших мостов на независимые сооруже-
ния, является для нас несколько необычным. Но оказывается, что преимущества тако-
го разделения существенно перевешивают недостатки.
2.8.	КОМБИНИРОВАННЫЕ ПОДВЕСНЫЕ МОСТЫ
Очевидно, что первым мостом такой системы был восстановленный после об-
рушения в 1817 году пешеходный мост через реку Твид. В 1851-1855 гг. ниже водопа-
да Ниагара был построен совмещенный под железную дорогу и экипажи подвесной
мост комбинированной системы с пролетом 250.5 м. Из-за больших прогибов под же-
лезнодорожной нагрузкой, в местах где отсутствовали наклонные подвески - ванты,
мост был заменен в 1897 г. арочным с пролетом 187.5 м. В 1867 году через реку Огайо
в Цинцинати был построен мост с пролетом 322 м. Такая система получила достаточ-
ное распространение в конце 19 и в начале 20 веков. Наиболее значительным сооруже-
нием с такой системой, является Бруклинский мост (Brooklyn Bridge) через Ист-Ривер
в Нью-Йорке, завершенный в мае 1883 года. Главный пролет моста равен 486.3 м, а
боковые по 283.5 м. В 1991 году была окончена реконструкция моста с гарантией его
30
2. Появление стальных мостов
использования еще 100 лет. На рис. 2.35 на фоне Нью-Йорка Бруклинский мост виден
на заднем плане. На переднем плане виден висячий мост Манхеттен. Построенный в
1007 году.
Рис.2.35. Manhattan and Brooklyn Bridges, New York
В настоящее время мосты комбинированной подвесной системы не строятся. Но
в тоже время эту систему не забыли. Комбинация вант и кабеля висячего моста выгля-
дит очень привлекательной для мостов со сверхбольшими пролетами, в которых ветро-
вая нагрузка становится определяющей.
2.9.	МЕССИНСКИЙ МОСТ
Планы постройки моста, совмещенного под рельсовый транспорт и автодвиже-
ние, который должен связать Сицилию с континентальной Италией и пересечь Мес-
синский пролив, существуют уже давно. Мост в этом месте действительно нужен, так
как ожидаемая интенсивность движения должна составить 50000 автомобилей и 120
поездов в сутки. Но стоимость такого моста будет огромной. Поэтому экономическая
целесообразность его строительства даже при условии платного проезда остается под
вопросом, поскольку окупаемость наступит не скоро.
Ранее сама идея реализации такого проекта выглядела фантастической, так как
мост казался нереализуемым по следующим причинам:
-	ширина зеркала воды в створе моста составляет 3660 м, глубины более 100 м.
-	мост находится в активной сейсмической зоне, с ускорениями, равными 6 м/с2
(измеренными во время катастрофического землетрясения 1908 года)
-	расчетная скорость ветра составляет 216км/ч(1 раз в 2000 лет).
2. Появление стальных мостов
31
На рис. 2.36 показаны основные инженерные решения из проекта висячего мос-
та, совмещенного под рельсовый транспорт и автодвижение, имеющего центральный
пролет 3300 м.
Мост перекрывает практически всю акваторию Мессинского пролива и обеспе-
чивает гарантированный судоходный подмостовой габарит 65 м. Балка жесткости
поддержана двумя парами кабелей диаметром 1.2 м и длиной 5300 м. Вес каждого ка-
беля из четырех составляет 41.6 тыс. т. Кабель состоит из 44352 параллельной прово-
локи диаметром 5.38 мм. Погонный вес одного кабеля 7.85 т/м. Усилие в каждом из
четырех кабелей от действия собственного веса кабеля равно 68 000 т, а усилие в каж-
дом кабеле от полной постоянной нагрузки - 118 000 т. То есть, кабель несет сам себя
на 58%, а балку жесткости только на 42%.
Длина парных подвесок, идущих через каждые 30 м от кабеля к балке, колеблет-
ся в пределах от 5 до 300 м. Расстояние между парами кабелей поперек моста равно
52 м. Кабели оперты на седла пилонов, расположенные на высоте 376 м над водой.
В отличие от стандартных решений (ферма или балка с аэродинамическим про-
филем), конструкция балки жесткости в этом проекте весьма оригинальна и подчинена
аэродинамической устойчивости сооружения (рис.2.36).
Плита проезда поддержана тремя независимыми балками: двумя балками авто-
проезда и одной балкой под рельсовый транспорт, профиль которых подчинен аэроди-
намической устойчивости пролетного строения. Эти отдельно идущие балки объеди-
нены поперечными балками через 30 м шириной 52 м, идущие с шагом 30 м. За попе-
речные балки осуществляется подвес балки жесткости к кабелю парой подвесок. По-
крытие проезда по ортотропным плитам балок автопроезда выполнено толщиной
38 мм на битумной основе. Проезд между балками выполняется по стальной решетча-
той плите.
Такая необычная конструкция балки жесткости пролетного строения позволила
проектировщикам решить две проблемы:
1.	Удалось создать широкую, поперечно жесткую и относительно легкую балку. По-
стоянная погонная нагрузка составляет всего 23 т/м, и включает в себя 2.85 т/м - вес
балки под рельсовый транспорт, 0.98 т/м - вес верхнего строения пути, 6.37 т/м -
вес каждой из балок автопроезда, 1.99 т/м - вес покрытия и 4.91 т/м - вес попереч-
ных балок.
2.	Удалось создать аэродинамически устойчивую балку пролетного строения, позво-
ляющую обеспечивать устойчивость сооружения при скорости ветра 270 км/ч. Это
обеспечено за счет конфигурации балок, свободной циркуляции воздуха через пли-
ту между балками, специальных обтекателей и т.п. Поперечное отклонение середи-
ны пролетного строения при скорости ветра 80 км/ч равно всего 2.5 м, что состав-
ляет менее 1/1320 пролета, а поворот не более 3%.
32
2. Появление стальных мостов
Рис.2.36. Поперечное сечение Мессинского моста (проект)
В этом проекте важен сам факт того, что инженеры в настоящее время способны
создать сооружение таких грандиозных размеров, не применяя революционно новых
материалов для кабелей.
Несомненно, самым интересным элементом этого сооружения является легкая и
аэродинамически устойчивая балка жесткости. Концепция, положенная в ее конструк-
цию, заслуживает дальнейшего изучения и развития.
2.10.	ЗНАМЕНИТЫЕ МОСТЫ В ТАБЛИЦАХ
В табл. 2.1.-2.5. приведены некоторые данные по наиболее значительным и из-
вестным построенным стальным мостам. Мосты, попавшие в таблицы, либо являются
в своем роде пионерами, либо их параметры являются рекордными.
Таблица 2.1
Арочные мосты
Год по- стройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1779	Железный (Iron Bridge)	Англия	30.5
1885	Гарабит (Garabit Viaduct)	Франция	165.0
1916	Нел Гейт (Hell Gate)	США	298.0
1931	Кил Ван Кул (Kill Van Kull)	США	503.6
1932	Через Сиднейскую Гавань (Sydney Harbour)	Австралия	503.0
1978	Через Новую речку (New River George Bridge)	США	518.0
1990	Через озеро Рузвельта (Roosevelt Lake Bridge)	США	329.0
3-3-941
2. Появление стальных мостов
33
Балочные мосты
Таблица 2.2
Год постройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1935	Через Рейн	Германия	105.0
1945	Через Рейн в Дюссельдорфе	Германия	206.0
1956	Через Саву в Белграде	Сербия	261.0
1985	Через Енисей в Красноярске	Россия	200.0
1991	Через Янцзы в Цзюцзяне	Китай	216.0
1995	Через Токийский залив	Япония	240.0
Таблица 2.3
Балочные фермы
Год постройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1910	Мост через Миссисипи	США	204,0
1918	Мост через Огайо	США	236,0
1936	Мост в Орегоне	США	242,0
проект	Мост через Гавань в Киеве	Украина	220,0
Таблица 2.4.1
Висячие мосты 19 в.
Год постройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1796	Мост Финлея (кабель из цепи)	США	21,0
1810	Мост через Schuylkill (кабель из цепи)	США	47,0
1826	Мост через Менейский залив (кабель из цепи)	Англия	177,0
1834	Мост во Фрейбурге (кабель из проволоки 82 МПа)	Франция	265,0
1849	Стрый мост в Будапеште (кабель из цепи)	Венгрия	205,0°
1853	Мост через Днепр в Киеве (кабель из цепи)	Украина	134,02)
1883	Бруклинский мост в Нью-Йорке (проволоки 1100 МПа)	США	486,0
Таблица 2.4.2
Висячие мосты 20 в.
Год постройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1903	Мост Вильямсбург в Нью-Йорке (проволоки 1230 МПа)	США	488,0
1910	Мост Манхеттен в Нью-Йорке (проволоки 1230 МПа)	США	950,0
1931	Мост Вашингтона в Нью-Йорке (проволоки 1230 МПа)	США	1067,0
1937	Мост Золотые Ворота в Сан-Франциско (проволоки 1570 МПа)	США	1280,0
34
2. Появление стальных мостов
Окончание табл. 2.4.2
Год постройки	Название моста	Страна	Пролет, м
1957	Мост Маккинак Стретс	США	1158,0
1964	Мост Верасано-Нерроуз Нью-Йорке	США	1298,0
1981	Мост Хамбер	Англия	1410,0
1997	Мост Цзинь Ма	Китай	1377,0
1998	Мост через пролив Большой Бельт	Дания	1624,0
1998	Мост Ахаши	Япония	1990,8
Таблица 2.5
Вантовые мосты
Год постройки	Наименование моста	Страна	Пролет, м
1999	Мост Татара	Япония	890,0
1994	Мост Нормандия	Франция	856,0
1996	Мост Qingzhou Minijang	Китай	605,0
1993	Мост Yangpu	Китай	602,0
1998	Мост Meiko-Chuoh	Япония	590,0
—	Мост Патрас	Греция	560,0
1991	Мост Skamsunden	Норвегия	530,0
1994	Мост Tsurumi-Tsbasa	Япония	510,0
1991	Мост Ikuchi	Япония	490,0
1994	Мост Higashi-Kobe	Япония	485,0
ЛИТЕРАТУРА
1.	Е.О.ПАТОН И Б.Н.ГОРБУНОВ. Стальные мосты. - К., 1930.
2.	М.С.БУНИН. Мосты Ленинграда. - Л.: Стройиздат. - 1986.
3.	DAVID J. BROWN / Bridges. Three thousand years of defying nature, London, 1996 y.
4.	ROBERT S. Cortright, Bridging. Discovering the beauty of bridges, Tigard, Oregon
USA, 1998 y.
5.	MATTHEW WELLS, 30Bridges, Watson-Guptill Publication, New York, NY 10003,
2002.
6.	CARAMELLI S., CROCE P. Messina Bridge: Testing Assisted Deck Fatigue Design
2.	ПОЯВЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ МОСТОВ......................................9
2.1.	История появления стали в мостостроении.......................................9
2.2.	Арочные мосты................................................................11
2.3.	Балочные мосты со сплошной стенкой...........................................15
2.4.	Фермы........................................................................18
2.5.	Консольные мосты.............................................................19
2.6.	Висячие мосты................................................................21
2.7.	Вантовые мосты...............................................................27
2.8.	Комбинированные подвесные мосты..............................................30
2.9.	Мессинский мост..............................................................31
2.10.	Знаменитые мосты в таблицах.................................................33
Литература........................................................................35
2. Появление стальных мостов
35
3.	МАТЕРИАЛЫ И ПОЛУФАБРИКАТЫ
3.1.	СВОЙСТВА СТАЛЕЙ
Сталь - сплав железа и углерода и прочих примесей, не является неизменным и
статичным материалом. Сталь рождается, работает, стареет, устает и разрушается. Да-
же термины, которыми описаны свойства сталей, имеют одушевленный оттенок. Сталь
может быть вязкой или хрупкой, твердой или мягкой. Механические характеристики
сталей с одним и тем же химическим составом могут отличается в несколько раз в за-
висимости от режима термообработки или вынужденных пластических деформаций.
3.1.1.	МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СТАЛЕЙ. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ
3.	1.1.1. ИСПЫТАНИЯ НА РАСТЯЖЕНИЕ
ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытаний на растяжение» устанавливает ме-
тоды статических испытаний на растяжение черных и цветных металлов и изделий из
них номинальным диаметром или наименьшим размером в поперечном сечении 3.0
мм и более при температуре 20° (+15-10) °C.
Для испытаний применяют пропорциональные цилиндрические или плоские об-
разцы диаметром или толщиной в рабочей части 3 мм и более с начальной расчетной
длиной = 5.65-^А^ или = 11.5тД7, где Ао - площадь поперечного сечения в рабочей
части. На рис.3.1.1 пока-
зан плоский образец с на-
несенными рисками.
При испытаниях
определяют следующие
механические свойства,
основные из которых сле-
дующие: предел текуче-
сти ау, временное сопро-
тивление , относительное удлинение <5, сужение I/, модуль упругости Е.
= предел пропорциональности определяется как напряжение, при котором отступ-
ление от линейной зависимости между нагрузкой и удлинением достигает такой вели-
чины, что тангенс угла наклона, образованного касательной к кривой деформации с
осью нагрузок увеличивается на 50% от своего значения на линейном участке.
).=».5Д,
/0 =5.65^
Толщина а.
Рис.3.1.1
I =(715-8.15ЦА.	!=I13-14)Ja,
36
3. Материалы и полуфабрикаты
a0 os = предел упругости соответствует напряжениям, при которых остаточное удлине-
ние достигает 0.05% длины участка рабочей части образца.
аГ = предел текучести физический (нижний предел текучести) - это наименьшее на-
пряжение, при котором образец деформируется без заметного увеличения растяги-
вающей нагрузки.
оТВ — верхний предел текучести - напряжение, соответствующее первому пику на-
грузки, зарегистрированному до начала текучести рабочей части образца.
ст02 или <зу = предел текучести условный - напряжение, при котором остаточное уд-
линение достигает 0.2% длины участка образца на его рабочей части. В обозначении
оу латинская буква «у» принята из английского языка - yield strength (напряжения те-
кучести) и вошла в обозначения отечественных и зарубежных норм.
аЕ или аи = временное сопротивление - напряжение, равное отношению наибольшей
нагрузки, предшествующей разрушению образца, к первоначальной площади сечения
образца. В ГОСТах принято обозначение аЕ. В обозначении латинская буква «и» при-
нята из английского языка - ultimate strength (предельные напряжения) и вошла в обо-
значения отечественных и зарубежных норм.
Е - модуль упругости равен отношению приращения напряжения к соответствующе-
му приращению удлинения в пределах упругой деформации.
8р - относительное равномерное удлинение - отношение приращения длины участка
в рабочей части образца после разрыва, на котором определяется относительное рав-
номерное удлинение, к длине до испытания, выраженное в %. На рис.3.1.2, показана
зона 1НР, в которой измеряется удлинение.
8 - относительное
удлинение после раз-
рыва - отношение
приращения расчет-
ной длины образца
после разрушения, к
начальной расчетной
>=ЗЬ0 /НР>=2Ь0
!~В	н i  —
Рис.3.1.2
длине 1о, выраженное в процентах.
цг = относительное сужение поперечного сечения после разрыва - отношение разности
площадей поперечного сечения (Ао -At) начальной и минимальной конечной к на-
чальной площади поперечного сечения Аа, выраженное в процентах.
На рис.3.1.3 изображена диаграмма растяжения стандартного образца из низко-
легированной стали 10ХСНД. В процессе испытания образца на растяжение, автома-
тически вычерчивается кривая зависимости между напряжениями в образце ст и отно-
сительными удлинениями образца в. На сплошной линии диаграммы выделены сле-
дующие характерные точки, обозначенные буквами: А - предел пропорциональности;
В - предел упругости; С - предел текучести; F — временное сопротивление. Участок
диаграммы CD - площадка текучести, когда рост деформаций происходит практиче-
ски без роста напряжений. Размер площадки текучести CD около 2.5%. Участок диа-
граммы DF - зона упрочнения стали до ее разрыва. Вначале образец утоняется равно-
мерно, а затем происходит появление шейки, по которой и происходит разрыв.
При разгрузке от значения предела пропорциональности до нуля образец воз-
вращается в свое первоначальное состояние почти без остаточных деформаций. Если
образец был нагружен больше предела пропорциональности, а затем произошла раз-
3. Материалы и полуфабрикаты
37
грузка, образец меняет свой первоначальный размер. Разницу между начальной дли-
ной образца и длиной после разгрузки называют остаточными деформациями.
Относительное удлинение, % (е = AL/L)
Рис.3.1.3
Эта диаграмма носит условный характер, так как напряжения, которые откла-
дываются по >си ординат вычисляются как отношение действующей силы нагружения
к начальной площади образца, в то время, как в процессе нагружения площадь образца
постоянно уменьшается - при растяжении он становится тоньше. Поэтому на машин-
ной диаграмме в конце происходит якобы разрушение образца при меньших напряже-
ниях. Более точно характеризует свойства материала диаграмма истинных напряже-
ний, где по оси ординат отложены истинные напряжения - усилия отнесенные к пере-
менной площади образца в i-й момент нагружения.
При сжатии образца часть диаграммы от нуля до предела текучести совпадает с
диаграммой растяжения. Поэтому принято считать, что механические характеристики
стали (пределы пропорциональности, упругости, текучести, прочности и модуль упру-
гости) при сжатии и растяжении одинаковы.
3.	1.1.2. ИСПЫТАНИЯ НА УДАРНЫЙ ИЗГИБ
ГОСТ 9454-78 «Металлы. Метод испытания на ударный изгиб при пониженной,
комнатной и повышенной температурах» регламентирует весь испытания на ударный
изгиб металлов при температурах от минус 100° до плюс 1000 °C. Метод основан на
разрушении образца с концентратором посередине одним ударом маятникового копра.
В результате испытания определяют полную работу, затраченную при ударе (работа
удара), К или ударную вязкость материала КС.
38
3. Материалы и полуфабрикаты
Формы и размеры образцов
с концентраторами бывают трех
видов: U-образный, V-образный и
Т - с трещиной показаны на
рис.3.1.4.
U-образный является стан-
дартным для определения ударной
вязкости по отечественным стан-
дартам.
V-образный или острый над-
рез является стандартным для опре-
деления ударной вязкости по евро-
пейскому стандарту EN 10025. Об-
разцы с таким надрезом по терми-
нологии EN называются «СЬагру».
Концентратор вида Т (тре-
щина) получают в вершине на-
чального надреза при циклическом
изгибе образца в одной плоскости.
Число циклов при получении тре-
щины заданного размера (1.5 мм)
должно быть не менее 3000.
Схема установки образца
при рубке изображена на рис.3.1.5.
Испытания проводят при комнат-
ной температуре 20° ± 10°С, а так-
же при повышенной и пониженной
температурах. Для охлаждения об-
разцов используют смесь жидкого
азота или сухого льда с этиловым
/ Образец с концентратором вида U
Образец с концентратором вида Т
Рис.3.1.4
спиртом.
Стандартными образцами считаются образцы длиной 55 мм, и шириной 10 мм.
Глубина концентратора для образцов вида U и V- 2 мм при высоте образца 10 мм.
Глубина концентратора для образца вида Т-3 мм (надрез 1.5 мм и трещина
1.5 мм) при высоте образца 11 мм. Стандартным считают копер с максимальной энер-
гией удара маятника 294 Дж (30 кгс м). В этом случае, работу удара обозначают двумя
буквами (KU, KV и КТ) и последующих цифр. Иначе, после букв (KU, KV и КТ) по-
следующие цифры будут означать: максимальную энергию удара маятника; глубину
концентратора; ширину образца.
Ударную вязкость обозначают сочетанием трех букв (KCU, KVC и КСТ). Циф-
ры после букв указывают в случае, оговоренном выше. Ударную вязкость (КС) в
Дж/м2 и (кгс.м/см2) вычисляют по формуле
КС = —,
So
где К - работа удара, Дж (кгс.м);
So - начальная площадь образца в месте концентратора, м2 (см2).
ГОСТ 7268-82 «Сталь. Метод определения склонности к механическому старе-
нию по испытанию на ударный изгиб» устанавливает метод определения склонности к
3. Материалы и полуфабрикаты
39
механическому старению листового и полосового проката номинальной толщиной не
менее 5 мм, а также фасонного и сортового.
Показатель склонности стали к механическому старению С вычисляют, %, по
формуле:
где КС - среднее арифметическое значение ударной вязкости стали в исходном со-
стоянии, Дж/м2 и (кгсм/см2);
КСА - среднее арифметическое значение ударной вязкости стали в после старения,
Дж/м2 и (кгс-м/см2).
3.1.1.3. ИСПЫТАНИЯ ТВЕРДОСТИ
Старение стали, из которой будет
вырезан образец, выполняют по следу-
ющей схеме.
1.	Заготовку с нанесенной на ней
расчетной длиной 120, 160 мм или бо-
лее подвергают деформации растяжени-
ем из расчета получения остаточных
деформаций 10 ±0.5%.
2.	Из заготовки подвергнутой де-
формации, изготавливают образцы в со-
ответствии с ГОСТ 9454-78 для испыта-
ний на ударный изгиб.
3.	Далее образцы подвергают на-
греву (искусственному старению) при
температуре (250±10)°С с выдержкой
1 ч при этой температуре и последую-
щим охлаждении на воздухе.
Твердостью называют свойство материала оказывать сопротивление пластиче-
ской деформации при местных контактных воздействиях в поверхностном слое. При-
менение методов определения твердости для оценки механических свойств стали на-
шло широкое распространение из-за быстроты и простоты испытаний.
Рис.3.1.6
Твердость по Бринел-
лю (НВ) - твердость материа-
ла, определяемая путем вдав-
ливания в него стального ша-
рика и вычисляемая как част-
ное от деления нагрузки на
поверхность полученного от-
печатка при стандартных ус-
ловиях испытания.
н - > 2Л> кг
л£>^>-л/п2 -J2)	’
Для некоторых матери-
алов существует приблизительная зависимость между твердостью НВ и временным
сопротивлением. Например, для углеродистых сталей ou = 0.36НВ.
40
3. Материалы и полуфабрикаты
Твердость по Роквеллу HRA, HRC, HRB (ГОСТ 9013) - твердость материала,
определяемая вдавливанием алмазного конуса (шкала А или С) или стального шарика
(шкала В) стандартных размеров и измеряемая в условных единицах с помощью раз-
ных шкал по приращению оставшейся глубины погружения при переходе от малого
стандартного груза к большему.
Угол вершины алмазного конуса равен 120°, а диаметр стального шарика
1.588 мм. Нагрузка прикладывается постадийно: 10 кг - на первой стадии; 140 кг (шка-
ла С) 50 кг (шкала А) для алмазного конуса и 90 кг для шарика (шкала В) - на второй
стадии. Шкала А используется для очень твердых и тонких материалов.
Твердость определяется в условных единицах. За единицу твердости принята
величина, соответствующая осевому перемещению наконечника на 0.002 мм. Твер-
дость HR по Роквеллу определяется по формулам
h — h
HR = ЮО- - для алмазного конуса (шкала А и С);
h~h
HR =	- для стального шарика (шкала В),
где h - глубина внедрения наконечника от усилия Р;
h0 - глубина внедрения наконечника от усилия Ро .
Твердость по Виккерсу HV (ГОСТ 2999) - твердость материала, определяемая
вдавливанием алмазной четырехгранной пирамиды стандартных размеров с углом
вершины 136°, и вычисляемая как частное от деления стандартной нагрузки Р на боко-
вую поверхность полученного отпечатка по формуле
2Psin- р
НУ =-----^ = 1.854-—,
d	d
где Р - нагрузка на пирамиду (1,5, 10, 20 и 30 кгс);
а - 136° - угол между противоположными гранями пирамиды;
d - среднее арифметическое диагоналей отпечатка, мм.
3.1.2.	ОСНОВЫ МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЯ. СТРОЕНИЕ СТАЛИ
Сталь, как и прочие металлы, имеет поликристаллическое строение, т.е. она со-
стоит из множества соединенных вместе кристаллов или зерен.
Кристаллы с размерами 10!-10'3 см, имеют неправильную форму и называются
кристаллитами или зернами стали (рис.3.1.7). Кристаллиты различно ориентированы
относительно друг друга. Для рассмотрения превращений стали и ее свойств, введены
понятия «структура» и «фаза». Фазой называется однородная часть металла или спла-
ва, имеющая одинаковый состав, кристаллическое строение и свойства, и отделенная
от остальных частей поверхность раздела. Под структурой понимают строение ме-
талла или сплава. Структуру стали разделяют на макроструктуру (строение видно не-
вооруженным глазом или с увеличением до 30-40 раз) и микроструктуру (строение
видно только под микроскопом).
Переход стали из жидкого состояния в твердое связан с возникновением кри-
сталлических зародышей и с их ростом. Пока для роста кристаллов нет препятствий,
они имеют правильную геометрическую форму, но при столкновениях, при дальней-
шем их росте правильная форма нарушается, и рост граней в местах столкновений
3. Материалы и полуфабрикаты
41
Рис.3.1.7
прекращается. Чем больше центров кристаллизации и
меньше скорость их роста, тем мельче кристаллы. Чем
кристаллы мельче, тем выше вязкость и пластичность.
Увеличение числа зародышей и соответственное умень-
шение размеров кристаллов зависит от скорости охлаж-
дения и присутствия примесей.
Каждый кристалл не совершенен. Он состоит из
большого числа областей с размером около 10-4 см. Эти
отдельные области с правильной упаковкой атомов назы-
вают блоками. На границе блоков упаковка атомом ис-
кажена.
3.1.2.1.	КОМПОНЕНТЫ И ФАЗЫ В СИСТЕМЕ ЖЕЛЕЗО-УГЛЕРОД
Железо (Fe) - металл серебристо-белого цвета. Атомный номер 26, атомный вес
55.85, атомный радиус 1.27 кХ. Чистое железо, которое может быть получено в на-
стоящее время, содержит 99.999% Fe. Температура плавления 1539 °C. Железо извест-
но в двух полиморфных модификациях а и у. а-железо существует при температуре
ниже 910 °C и выше 1392 °C. Для интервала температур 1392-1539 °C a-железо обо-
значают как 5-железо. При интервале температур 910-1392 °C существует у-железо.
Пространственные кристаллические решетки железа бывают двух типов: кубиче-
ской объемно-центрированной, в которой помимо атомов в углах куба, один атом рас-
положен в середине его
объема; кубической гране-
центрированной, в которой
помимо атомов в углах куба
еще шесть атомов располо-
жены по граням.
Плотность а-желе-
за - 7.68 г/см2. Коэффици-
ент линейного расширения
0.0000117 град'1. Кристал-
лическая решетка а-желе-
за - объемно-центрирован-
ный куб с периодом решет-
ки 0.29 нм.
До температуры 768 °C
a-железо магнитно. Крити-
ческую точку (768 °C), соот-
ветствующую потере маг-
нитных свойств, называют
точкой Кюри и обозначают
Аг2 (при охлаждении) и Ас2
(при нагреве). Критическую точку перехода а о у - превращения при температуре
910 °C обозначают Аг3 (при охлаждении) и Ас3 (при нагреве). Критическую точку пе-
рехода у о а - превращения при температуре 1392°С обозначают Аг4 (при охлажде-
нии) и Ас4 (при нагреве).
42
3. Материалы и полуфабрикаты
Плотность у-железа (полученная экстраполированием при температуре 20 °C) -
8.0-8.1 г/см2. у-железо не магнитно. Кристаллическая решетка у-железа - гранецентри-
рованный куб с периодом решетки 0.36 нм.
- названия индексов происходит от начальных букв французских слов А - arrat - ос-
тановка (площадка на кривой охлаждения нагревания), г - refroidissment - охлаждение
и с - choffage - нагревание.
Углерод (С) - является неметаллическим элементом второго периода четвертой
группы, атомный номер 6. Плотность 2.5 г/см3. Атомный вес 12.011, температура плав-
ления 3500°С. В свободном состоянии существует в трех модификациях: алмаза, гра-
фита и угля. В сплавах Fe - С он теряет свой неметаллический характер. В системе
Fe - С различают: жидкую фазу, феррит, аустенит и графит.
Феррит - твердый раствор (внедрения) углерода и других примесей в а-железе.
Различают низкотемпературный а-феррит с предельной растворимости углерода 0.2%
и высокотемпературный 3-феррит с предельной растворимостью углерода 0.1%. Кри-
сталлическая решетка феррита объемно центрированная кубическая (ОЦК). Феррит
достаточно мягкий и пластичный материал. Феррит (0.06%С) имеет следующие меха-
нические характеристики: ои = 250 МПа; о02= 125 МПа; 3 = 50%;	= 80%; НВ 80-90.
Аустенит - твердый раствор (внедрения) углерода и других примесей в у-же-
лезе. Предельная растворимость углерода 2.14%. Кристаллическая решетка аустенита
гранецентрированная кубическая (ГЦК). Аустенит обладает высокой пластичностью и
малой прочностью.
Рис.3.1.9
3. Материалы и полуфабрикаты
43
Цементит - это химическое соединение железа с углеродом - карбид железа
Fe3C. В цементите содержится 6.67% углерода. Цементит имеет сложную ромбиче-
скую решетку с плотной упаковкой атомов. Температура плавления цементита около
1550°С. Цементит обладает очень высокой твердостью (HV1000) и очень малой пла-
стичностью. Цементит является метастабильной фазой. В условиях равновесия в спла-
вах с высоким содержанием углерода образуется графит.
Графит - это углерод, находящийся в свободном виде в железоуглеродистых
сплавах. Кристаллическая решетка графита гексагональная пластинчатая. Графит мя-
гок, обладает высокой проводимостью, непрозрачен и имеет металлический блеск.
Диаграмма метастабильного равновесия состояния железо-углерод с содержанием
углерода в сплаве до 0.9% показана на рис.3.1.9. Состояние сплава железо-углерод при
содержании углерода 0.8% называется эвтектическим. Сплавы, с содержанием углерода
до 0.8% называются доэвтектическими, а более 0.8% - заэвтектическими.
Температура плавления сплава железо-углерод понижается от 1539 °C (при от-
сутствии углерода), до 1147 "С (при содержании углерода в стали 4.43%), а затем тем-
пература плавления вновь повышается, вплоть до предельного насыщения углеродом
6.67%С.
Перлит - образуется при распаде аустенита на феррит и цементит Fe3C. Аусте-
нит, практически однородный по концентрации углерода материал, распадается на
почти чистое железа - феррит, и на цементит Fe3C - соединение с предельным содер-
жанием углерода 6.67%С., т.е. на смесь, имеющую резко различную концентрацию уг-
лерода. Степень дисперсности, т.е. распределения цементита по ферриту зависит от
охлаждения. При малой степени переохлаждения (около 700°С) углерод может диф-
фундировать на большие расстояния и образовывать - грубый перлит (расстояние ме-
жду пластинками цементита 0.4-1.0 мкм; твердость НВ 180-250). При большей сте-
пени переохлаждения (около 600 °C) образуется тонкий перлит, получивший название
сорбит (расстояние между пластинками цементита =0.25 мкм; твердость НВ 250-300).
При еще большей степени переохлаждения (около 500-550 °C) образуется дисперсная
смесь, называемая троститом (расстояние между пластинками цементита =0.1 мкм;
твердость НВ 350-400).
Процесс образования перлита, сорбита и тростита зависит от температуры, до
которой охладили и выдержали сталь.
При переохлаждении аустенита до температуры ниже точки Мн1' диффузионные
процессы полностью останавливаются и аустенит превращается в структуру закален-
ной стали, называемую мартенситом, и представляющую перенасыщенный твердый
раствор углерода в a-железе. Мартенсит имеет игольчатое строение. Мартенсит очень
прочный и твердый материал. При содержании углерода 0.6-07%С он имеет следую-
щие механические характеристики: ои = 2600-2700 МПа; HRC65 (HV 960). При со-
держании углерода 0.015%С - ои= 1000 МПа.
Превращение аустенита связано со скоростью охлаждения стали. Так, при ско-
рости охлаждения до 10 град/с образовывается перлит; при скорости 40-50 град/с -
сорбит; при скорости 60-80 град/с - тростит; мартенсит образовывается при скорости
охлаждения более 180 кград/с.
1)Температура Мн - мартенситная точка, соответствующая температуре начала
превращения переохлажденного аустенита в мартенсит (около 250 °C). Точка Мк
соответствует концу превращения, может располагаться в области отрицатель-
ных температур шкалы С.
44
3. Материалы и полуфабрикаты
3.1.2.2.	ВЛИЯНИЕ УГЛЕРОДА И ИНЫХ ПРИМЕСЕЙ НА СВОЙСТВА СТАЛЕЙ
Влияние углерода. Струк- Н£
тура стали после медленного ох-
лаждения состоит из феррита и
А 11 зос
цементита. Содержание цемен-
тита в стали возрастает прямо
пропорционально с возрастанием 2sc
углерода. Например, в стали
0.3 8%С - цементит составляет
5%; при 0.7%С - цементит со- 20с
ставляет 10%, и при 2%, содер-
жание цементита возрастает до
30%. Твердые и хрупкие час- ,5(
тички цементита искажают кри-
сталлическую решетку феррита ;0(
повышают энергию деформа-
цию, увеличивает твердость и
уменьшают пластичность и вяз- so
кость - при содержании углерода
до 0.8%С. При содержании в
стали более 0.8%С, твердость °
возрастает, а предел прочности
уменьшается. Влияние углерода
на свойства стали показаны на рис. 3.1.10, где обозначено: НВ - твердость по Бринеллю;
ои - предел прочности; у/- относительное сужение; KCV- ударная вязкость.
Влияние серы. Сера является вредной примесью в стали. С железом она образу-
ет соединение FeS, которое практически нерастворимо в железе, но, присутствуя даже
в очень малых количествах, образует эвтектику1' с температурой плавления 985 °C.
Кристаллизуясь из расплава при окончании затвердевания, эвтектика располагается
преимущественно на гранях зерен. При нагревании стали до температуры прокатки и
ковки 800-1200 °C (красное каление) эвтектика расплавляется, вследствие чего при
деформации стали возникают надрывы и трещины. Это явление названо красноломко-
стью. Наличие серы в мостовых сталях ограничивают величиной 0.035% для обычного
исполнения и 0.03% для северного. Наличие в стали марганца практически исключает
красноломкость, так как образуется тугоплавкое соединение MnS с температурой плав-
ления 1620 °C, которое располагается в сплаве в виде отдельных включений. Но при этом
сернистые включения снижают вязкость, пластичность и увеличивают склонность к за-
рождению усталостных трещин, ухудшают свариваемость и коррозионную стойкость.
Влияние фосфора. Фосфор растворяется в а и у-железе, а при больших содер-
жаниях образует фосфид Fe3P, содержащий 15.53%Р. Растворяясь в феррите фосфор
искажает кристаллическую решетку и увеличивает прочность, но сильно уменьшает
пластичность и вязкость. Фосфор вызывает хладноломкость стали. Содержание фос-
фора в мостовых сталях ограничено величиной 0.035% - для обычных, и 0.025% -
для сталей северного исполнения.
° Слово эвтектика в переводе с греческого языка означает «легко плавящаяся». В
данном случае это механическая смесь твердых фаз железа и FeS, которые од-
новременно кристаллизовались из жидкого сплава.
3. Материалы и полуфабрикаты
45
Влияние азота и кислорода. Эти элементы присутствуют в стали в виде неме-
таллических включений, например в виде оксидов FeO, SiO2, AI2O3 или нитридов
Fe4N, и располагаясь в дефектных участках металла (раковины, поры и т.п.) являются
концентраторами напряжений и существенно снижают усталостную прочность и удар-
ную вязкость. Кислород в процессе плавки вступает в реакцию с железом: 2Fe+O2
= 2FeO; FeO+C=CO+Fe. FeO - оксид железа нерастворим в железе и остается в виде не-
металлической примеси. СО - образует пузыри - кипящая сталь. Для удаления кислоро-
да из СО применяют раскислители. Они отбирают кислород, образуя не вредные для
стали оксиды и после реакции с газами часть их уходит в шлак. В качестве раскислите-
лей используют кремний, марганец, алюминий и титан. При этом сталь освобождается
от СО и кипение прекращается - спокойная сталь. Оставшиеся в расплаве пузыри при
прокатке обычно завариваются. Частично раскисленная сталь называется полуспокойной.
В мостах применение кипящей стали даже для не основных конструкций запрещено.
У сталей различают механические и технологические свойства. К важнейшим
механическим свойствам стали отнесены: 1. Прочность. 2. Ударная вязкость. 3. Отно-
сительное удлинение. 4. Выносливость. К технологическим свойствам стали, отнесе-
ны: 5. Свариваемость. 6. Сохранение мелкозернистой структуры при нагреве. 7. Со-
противление охрупчиванию при охлаждении. 8. Коррозионная стойкость. 9. Хладно-
ломкость. 10. Красноломкость.
В табл. 3.1.1 и 3.1.2 показано влияние химических элементов на свойства ста-
лей. При этом приняты следующие обозначения:
-	пустая ячейка означает отсутствие влияния или влияние несущественно;
-	знак «+» повышает свойства. Чем больше знаков, тем сильнее влияние;
-	знак «-» понижает свойства. Чем больше знаков, тем сильнее влияние.
Механические свойства сталей
Таблица 3.1.1
№№ свойств	Углерод У	Хром X	Никель Н	Марганец Г	Кремний С	Медь Д	Титан Т	Цирконий Ц	Ванадий Ф	Молибден М	Вольфрам В	Алюминий Ю	Бор Р
1)	+++	++	++	++	++	+	+	+	++	++	++	+	++
2)	-	< 1% 1%	<5% +++ >5%	< 1% 1-4%	—							+ +	
3)		<1.5 %+	+			<5% >5%	+	+	++	< 0.6%	1% +	+	
4)	++								+++				++
46
3. Материалы и полуфабрикаты
Таблица 3.1.2
Технологические свойства сталей
№№ свойств	Углерод У	Хром X \		Никель Н	Марганец Г	Кремний С	Медь Д	|	Титан Т	Цирконий Ц	Ванадий Ф	Молибден М	Вольфрам В	Алюминий Ю	Бор Р
5)	—	>1.6%		>1.%			++	+	++	++			
6)		++					+++	+++	+++			-н-	
7)		+	+++		++	++				++	++		
8)		-н-	-н-	++	- -	4-Н-			-н-	++			
9)			- „			- -							
Ю)	+									- -			
Наиболее полезными добавками в сталях являются никель, хром, ванадий, мо-
либден и медь. Например, никель повышает прочность, ударную вязкость и стойкость
против перехода в хрупкое состояние. Хром повышает прочность и образует карбиды,
препятствующие разупрочнению в зоне термического влияния сварки. Кремний -
сильный раскислитель стали. Медь существенно повышает коррозионную стойкость.
Ванадий делает сталь прочной, пластичной и препятствует зарождению усталостных
трещин. Молибден повышает прочностные и пластические свойства.
3.1.3.	ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СТАЛЕЙ
3.1.3.1.	ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
К термической обработке стали отнесены следующие процессы: отжиг первого
и второго рода; закалка; отпуск.
Отжиг первого рода заключается в нагреве до определенной температуры (ниже
точки А]), зависящей от состава стали, выдержке в течение нескольких часов, и после-
дующем, обычно медленном охлаждении. Отжиг, который применяется для устране-
ния наклепа при пластических деформациях (рекристаллизационный) происходит при
температуре, чаще всего, 450-650°C; отжиг для снятия остаточных напряжений (от
литья, сварки, обработки резанием) - при температуре, чаще всего, 550-680°C.
Отжиг второго рода заключается в нагреве до температур выше точек А] и А3,
выдержке в течение нескольких часов, и последующем, обычно медленном охлажде-
нии, в результате которого происходят фазовые превращения в стали, и сталь приоб-
ретает структуру феррит+перлит. После отжига сталь обладает низкой твердостью и
прочностью, зерно измельчается. Полный отжиг проводят с температурой на 30-50°C
выше АСз, при которой образуется аустенит с мелкими зернами. Если температура
выше, то зерна начинают расти и свойства стали ухудшаются. Время выдержки 0.5-1 ч.
Охлаждение идет со скоростью от 10-100 град/ч для легированных сталей, и 150—
3. Материалы и полуфабрикаты
47
200 град/ч - для углеродистых. Неполный отжиг проводят с температурой несколько
выше точки АС1 для снятия внутренних напряжений и для облегчения обработки реза-
нием. Низкий отжиг или высокий отпуск применяют чтобы снять избыточную твер-
дость проката и выполняют при температуре 650-680 °C, несколько ниже точки АСь
Отжиг нормализационный или нормализация заключается в нагреве стали на 50-60 °C
выше точки АСз, непродолжительной выдержке и охлаждении на воздухе. Нагрев вы-
зывает фазовую перекристаллизацию и, следовательно, устраняет крупнозернистую
структуру, получаемую при литье или при прокатке. Ускоренное охлаждение на воз-
духе приводит к распаду аустенита, что повышает дисперсность ферритно-цементит-
ной смеси и увеличивает количество перлита. Это повышает на 10-15% прочность и
твердость нормализованной стали по сравнению с отожженной.
Закалка состоит в нагреве стали до температуры выше Асз на 30-50 °C выдержке
при этой температуре и быстром охлаждении. В этом случае образовавшийся выше
точки АСз аустенит превратится при быстром охлаждении в мартенсит. При нагреве
сталей в интервале температур АС| - Асз после закалки наряду с мартенситом остаются
участки феррита. Прочность и твердость такой стали ниже. Охлаждающие закалочные
смеси должны обеспечить высокую скорость охлаждения, особенно в диапазоне тем-
ператур 650-550 °C, чтобы предотвратить распад аустенита на ферритно-цементитную
смесь, но при этом скорость охлаждения в зоне мартенситного превращения 300-
200 °C должна быть не высокой для предотвращения высоких внутренних напряжений.
В качестве охладителей обычно применяют воду, 10% раствор NaCl в воде и мине-
ральное масло. Скорость охлаждения в масле в 20-25 раз медленнее, чем в воде, .
температура кипения 250-300 °C. Закалка в масле уменьшает возможность образова-
ния дефектов и понижает уровень внутренних напряжений.
Отпуск закаленной стали заключается в нагреве не выше Ась выдержке и охла-
ждении с заданной скоростью. Отпуск - окончательный этап термической обработки.
Сталь при этом получает требуемые механические свойства. Остаточные напряжения
после закалки при отпуске существенно уменьшаются. Низкотемпературный отпуск
проводят при температуре 250 °C. Структура стали - мартенсит отпуска. При этом
сталь упрочняется за счет снижения внутренних напряжений без уменьшения твердо-
сти. Среднетемпературный отпуск выполняют при температуре 350-500°C. Такой от-
пуск обеспечивает наиболее высокий предел упругости и несколько повышает вяз-
кость. Структура стали после отпуска - тростит отпуска, с твердостью HRC 40-50. Вы-
сокотемпературный отпуск выполняют при температуре 500-680 °C. Такой отпуск
значительно повышает ударную вязкость и полностью снимает внутренние напряже-
ния. Прочность и твердость снижаются, но все равно являются более высокими, чем
после нормализации. Структура стали после отпуска - сорбит отпуска. Сталь, после
закалки и высокотемпературного отпуска называется термически улучшенной. Влия-
ние термической обработки на механические свойства углеродистой стали 0.42%С
приведено в табл. 3.1.3.
Таблица 3.1.3
Термическая обработка	Механические свойства				
	аиз МПа	Су, МПа	8, %	у, %	RCU, дж/см2
Отжиг при 880 °C	550	350	20	52	90
Закалка в воде с 880 °C + отпуск 300°C	1300	1100	12	35	30
Закалка в воде с 880 °C + отпуск 600 °C	620	430	22	55	140
48
3. Материалы и полуфабрикаты
3.1.3.2.	ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
Термомеханическая обработка заключается в сочетании пластической деформа-
ции в аустенитном состоянии с ее закалкой; высокотемпературная термомеханическая
обработка (ВТМО) - в деформации стали (20-30%) при ее нагреве выше температуры
Асз, при которой сталь имеет аустенитную структуру. Низкотемпературная термоме-
ханическая обработка (НТМО) заключается в деформации стали (75-95%) при темпе-
ратуре 400-600 °C в зоне переохлажденного аустенита. Закалку выполняют непосред-
ственно после деформации. После закалки в обоих случаях следует низкотемператур-
ный отпуск при температуре 100-300 °C. Прочность стали, подвергнутой ВТМО, мо-
жет достигать значений ои = 2200-3000 МПа, при хорошей пластичности 5 = 6-8% и
вязкости KCU = 50-60 Дж/см2, а после обычной закалки той же стали - ои = 2000-2200
МПа, 5 = 3-4%.
3.1.4.	ЗАЩИТНЫЕ ПОКРЫТИЯ СТАЛЕЙ
Защитные металлические покрытия сталей могут наносится различными спосо-
бами - горячий, металлизационный, химический, электрохимический, конденсацион-
ный, диффузионный, контактный. В зависимости от метода их нанесения покрытия
обладают разными характеристиками, хотя на способность покрытия оказывать корро-
зионную защиту основного металла метод нанесения влияет незначительно.
3.1.4.1.	ГОРЯЧИЙ СПОСОБ
Металл для покрытия нагревается до расплавленного состояния, а основной ме-
талл погружается в ванну с расплавленным металлом (процесс горячего погружения)
либо расплавленный металл стекает или как-нибудь иначе поступает на поверхность
изделия (процесс пайки).
Для того, чтобы покрывающий металл полностью распространился по поверх-
ности изделия и обладал достаточной адгезией, необходимо удалить с изделия окис-
ную пленку. Это достигается с помощью флюса. Последовательность процесса нане-
сения покрытия горячим способом может быть представлена так: подача металла =>
погружение в раствор => промывание и сушка => погружение во флюс => погружение
в расплавленный металл => сток и сушка.
Размеры изделий, покрываемых горячим способом, могут иметь большие раз-
меры. Ванны могут иметь длину до 18 м. Детали больших размеров покрывают, опус-
тив вначале один, а затем второй конец в ванну. Листы, ленту или проволоку можно
обрабатывать на автоматизированной поточной линии (часто с большой скоростью),
последовательно пропуская через ванны с травильным флюсом и покрывающими рас-
творами, а после этого намотать в рулоны необходимой длины.
ГОРЯЧЕЕ ЦИНКОВАНИЕ стали наиболее распространено. Вначале сталь по-
гружают в раствор соляной кислоты, чтобы удалить ржавчину, окалину и сделать по-
верхность несколько шероховатой. Флюсование металла хлористым алюминием после
травления осуществляют перед погружением в расплав цинка либо непосредственно
при погружении, пропусканием через расплавленный флюс, находящийся на поверх-
ности цинковой ванны (в некоторых случаях используют оба метода). Во время по-
гружения в цинковую ванну, имеющую температуру от 430° до 470 °C, образуются
слои сплава цинка с железом. Этот сплав обычно содержит три компонента: 6.25%
^-фазы, 11% 5-фазы, 22% у-фазы железа. Максимальное количество железа содержи гея
3	3. Материалы и полуфабрикаты	49
в нижних слоях покрытия, а минимальное на поверхности цинкового покрытия. Образо-
вание чрезмерно толстых слоев интерметаллида при температурах выше 480 °C приво-
дит к хрупкости покрытия из-за большой хрупкости сплава цинка с железом. Добавле-
ние небольшого количества алюминия (0.1-0.2%) в цинковый расплав существенно
уменьшает интенсивность образования сплава и повышает пластичность покрытия.
В ванне всегда образуется дросс (сплав цинка с железом, содержащий 3-7% железа),
который оседает на дне ванны. Покрытие толщиной 40 мкм весит около 250 грамм
на 1 м2.
Горячее цинкование предпочтительно для защиты стальных конструкций от
коррозии. Горячему цинкованию подвергаются и вспомогательные конструкции (эле-
менты мостового полотна) и основный конструкции, в том числе и высокопрочная
проволока канатных элементов.
ГОРЯЧЕЕ АЛЮМИНИРОВАНИЕ стали полностью повторяет процесс горячего
цинкования, но более сложный. Это связано с более высокой температурой расплава -
700 °C и большой скоростью образования окиси алюминия. За счет высокой темпера-
туры происходит мгновенная реакция между железом и алюминием, что приводит к
образованию хрупкого интерметаллида. Окись алюминия, покрывающая поверхность
ванны, мешает образованию покрытия. По этим причинам ванна должна быть покрыта
слоем флюса, который бы исключал контакт воздуха с алюминием. Для уменьшения
количества соединений железа и алюминия в ванну добавляют 6-7% кремния. Покры-
тие алюминия толщиной 25 мкм весит около 150 грамм на 1 м2.
3.1.4.2.	МЕТАЛЛИЗАЦИЯ
Напыляемое металлическое покрытие получается плавлением покрывающего ме-
талла и превращением его в распыленные частицы в металлизаторе. Расплавленные час-
тицы наносятся на поверхность со скоростью 100-150 м/с. При попадании на поверх-
ность они растекаются и скрепляются с ней. Не совсем ясно, происходит ли затвердева-
ние расплавленных частиц во время попадания или несколько раньше. Толщина покры-
тия определяется скоростью перемещения металлизатора, удаленностью от поверхности
и количеством слоев. Затвердевающие частицы налипают на поверхность основного ме-
талла за счет чисто механических нагрузок, и между двумя металлами не происходит
химического взаимодействия. По этой причине поверхность стали должна быть чистой и
обладать достаточной шероховатостью. Распыленные частицы, ударяясь друг о друга,
частично свариваются и таким образом образуют прочное покрытие, которое содержит
большое количество пор. Но несмотря на пористость и высокое содержание окисей,
внутренняя проводимость покрытия высока. Благодаря этому покрытие оказывает хоро-
шую анодную защиту. Однако пористый характер покрытия приводит к возникновению
коррозии внутри покрывающего слоя. Поэтому напыляемые покрытия требуют после-
дующей обработки по устранению пор с использованием лакокрасочных материалов.
При определенных обстоятельствах покрытие можно подвергнуть термической обработ-
ке, что приведет к образованию диффузионного сплава покрытия и основного металла.
Такое покрытие существенно больше может сопротивляться коррозии.
Существуют три основных способа металлизации:
1.	ПЛАМЕННАЯ МЕТАЛЛИЗАЦИЯ выполняется тогда, когда металл для покрытия пода-
ется в металлизатор и плавится кислородно-пропановым или кислородно-ацетиле-
новым пламенем. Расплавленные частички металла под воздействием сжатого воз-
духа, нагретого пламенем, выбрасываются из сопла металлизатора на изделие. Ме-
талл покрытия подается в металлизатор в виде проволоки или порошка. Качество
50
3. Материалы и полуфабрикаты
покрытий в этих двух случаях различается незначительно. При порошковом напы-
лении увеличивается шероховатость покрытия, а пористость составляет 10-15%, а
прочность связи с основным металлом 7 МПа. При порошковом напылении коли-
чество окисей возрастает и процесс требуется прерывать для загрузки порошка.
При проволочном напылении процесс ограничен только емкостью катушки с про-
волокой, поэтому практически непрерывен. К преимуществам проволочного напы-
ления следует отнести то, что отсутствует опасность загрязнения напыляемого ме-
талла и большая компактность металлизатора.
2.	МЕТАЛЛИЗАЦИЯ ЭЛЕКТРОДУГОВЫМ СПОСОБОМ основана на том, что покрывающий
металл плавится под действием электрической дуги постоянного тока и напряже-
ния. Металл для покрытия подается в виде двух проволок диаметром 2-3 мм, яв-
ляющихся токонесущими электродами, в точке контакта которых образуется элек-
трическая дуга. Расплавленный металл распыляется при помощи струи газа, кото-
рый вдувается через сопло, расположенное за электродами. Замена горелки на элек-
трическую дугу позволяет получить более компактное оборудование, и более высо-
кую температуру плавления. Прочность связи покрытия с основным металлом со-
ставляет 10 МПа.
3.	ПЛАЗМЕННАЯ МЕТАЛЛИЗАЦИЯ похожа на электродуговую металлизацию. В данном
случае дуга представляет собой ионизированную газовую плазму, образующуюся
между электродами металла, охлаждаемыми водой. Электроды в этом процессе не
расходуются. В плазменном металлизаторе точечный вольфрамовый катод, охлаж-
даемый водой, установлен концентрически у основания соплообразного, охлаж-
даемого водой медного анода. Подаваемый газ между электродами ионизируется и
образует дугу. Поток газа выталкивает дугу в отверстие сопла, где спиральный по-
ток создает концентрацию тепла в центре плазменной дуги. Температура в центре
дуги достигает 20 000 °C. Порошок покрытия подается вместе с потоками газа и по-
падает в плазменную дугу, где моментально плавится. Наиболее часто в плазмен-
ном металлизаторе применяется аргон, но для снижения стоимости может исполь-
зоваться азот. Для увеличения температуры может быть добавлен водород, а если
есть опасность водородного охрупчивания, его может заменить гелий. Основным
преимуществом плазменной металлизации является уменьшение пористости по-
крытия и существенное увеличение адгезии к основному металлу. Легко получить
пористость 1-10%, а адгезию порядка 30 МПа.
В качестве металлизационных покрытий обычно используют цинк и алюминий.
Толщина слоев для защиты от атмосферных воздействий составляет 50-150 мкм. На-
пыление цинковых и алюминиевых покрытий на контактные поверхности болтовых
соединений позволяют получить коэффициент трения 0.45-055, а при напылении алю-
миния он увеличивается до 0.7.
3.1.4.3.	ХИМИЧЕСКОЕ ОСАЖДЕНИЕ
Вероятно, самый простой пример химического осаждения - это осаждение меди
на железе, погруженном в раствор медного купороса. Этот процесс связан с простым
замещением ионов железа ионами меди. Однако он не имеет большого практического
применения, так как осаждение прекращается, когда железо полностью покрывается
медью. Покрытие получается очень тонким, пористым и плохо связанным с основным
металлом. Химическое осаждение используется лишь в двух случаях: 1) для декора-
тивного покрытия стальных изделий; 2) для временной защиты стальных листов или
проволоки и обеспечения лучшего скольжения во время волочения.
3. Материалы и полуфабрикаты
51
4*
3.1.4.4. ЭЛЕКТРОХИМИЧЕСКОЕ ОСАЖДЕНИЕ
Металл, на который наносится покрытие и служит проводником, погружается в
электропроводящий раствор, содержащий соли этого металла. Катодом служит основ-
ной металл, а анодом стержень или лист покрывающего металла. Под действием ЭДС
покрывающий металл переходит в солевой раствор, как только на катоде происходит
осаждение, поддерживая таким образом постоянную концентрацию ионов металла по-
крытия в растворе.
Схема получения металлического покрытия при электрохимическом осаждении
следующая: основной металл => полирование => обезжиривание => химическая очист-
ка => промывка => погружение и промывка => электроосаждение => промывка и сушка.
Покрытие образуется на поверхности основного металла без образования слоев
промежуточных сплавов между покрытием и основой.
Электроосаждение металлов происходит по законам Фарадея: масса металла,
образующееся при электролизе, прямо пропорциональна количеству электричества,
пропускаемого через раствор, и химическому эквиваленту металла. Равномерность по-
крытия зависит от места положения анода. Перенос металла с анода происходит по
кратчайшему расстоянию к катоду. Поэтому изделие будет покрыто только с одной
стороны, со стороны расположения анода, в то время как вторая его сторона останется
непокрытой. Поэтому для равномерности покрытия располагают несколько анодов,
окружающих катод.
Особенность гальванического процесса - выделение водорода на катоде. Моле-
кулы водорода, полученные восстановлением ионов водорода или молекул воды, мо-
гут высвобождаться в газообразном состоянии, и водород в атомной форме может
проникать в покрытие и основной металл. Если это происходит, то может произойти
хрупкое разрушение (например, высокопрочных сталей во время покрытия их цинком
или кадмием). В таких случаях термическая обработка после нанесения покрытий по-
зволит удалить водород и предотвратить появление трещин. Для удаления атомарного
водорода из основного металла или покрытия производят нагрев покрытых изделий,
например, в течение 5 часов при температуре 190 °C или в течение 15 часов при темпе-
ратуре 170 °C.
После нанесения покрытий важно произвести тщательную промывку и сушку
изделия, чтобы устранить остатки токопроводящих растворов. В противном случае эти
растворы, насыщенные кислотами или щелочами, будут действовать на поверхность,
вызывая коррозию.
В качестве покрытий используются: кадмий, цинк, хром, медь и ее сплавы, зо-
лото, свинец, никель, олово и т.п. Для покрытия строительных изделий используются в
основном цинк и кадмий. Толщина цинковых и кадмиевых покрытий составляет обыч-
но 25 мкм.
3.1.4.5.	КОНДЕНСАЦИЯ ПАРОВ МЕТАЛЛА
Осаждение металлов из газовой фазы обеспечивает покрытию такие свойства,
которые выгодно отличаются от прочих способов: высокая степень чистоты; отсутст-
вие оксидов; минимальная толщина; блестящая поверхность; осаждение на металличе-
ское и неметаллическое покрытие.
Осаждение происходит в вакуумной камере, в которой давление понижено до
10*2 -10'3 Па. Металл для нанесения покрытия помещают в вакуумную камеру и нагре-
вают до перехода его в газообразное состояние, при температуре значительно более
52
3. Материалы и полуфабрикаты
низкой, чем при обычном давлении. Пары металла заполняют камеру и осаждаются
(конденсируются) на более холодных предметах. Изделия подвергаются при этом
очень незначительному нагреву. Можно применять катодное распыление, при котором
отрицательно заряженные молекулы пара притягиваются к положительно заряженным
изделиям.
Толщина слоя осаждаемого металла может изменяться от нанометра до десятков
микрометров. Для осаждения можно применять любой металл.
3.1.4.6.	ДИФФУЗИОННЫЙ СПОСОБ
При диффузионном способе создается сплав основного металла и металла по-
крытия. Толщина покрытия составляет 5-15 мкм. Покрытие наносят в герметически
закрытом контейнере.
Очищенные металлические изделия погружают в порошок, содержащий металл
покрытия. В течение нескольких часов контейнер нагревают при температуре, близкой
(но меньшей) точке плавления металла. Цинковые покрытия, наносимые на сталь, на-
зывают шерадизационными. Диффузионный слой представляет собой сплав, содержа-
щий 8-9% железа в цинке.
Алитированием называется насыщение поверхности стали алюминием. Приме-
няют порошковый и жидкий алюминий. В первом случае температура 900-1050 °C и
продолжительность 3-12 ч, во втором - 700-800 °C и продолжительность до 1 часа.
Возможно напыление алюминия с последующим обжигом до температуры 900-
1050°С. В результате алитирования образуется твердый раствор (до 30%) алюминия в
a-железе и прочная поверхностная пленка окислов А12О3, предохраняющая сталь от
коррозии. Толщина слоя 0.2-1.0 мм. Алитированию подвергают изделия, работающие
при высоких температурах. Хромирование - это насыщение поверхности хромом. Хро-
мирование повышает коррозионную стойкость, а в сталях с содержанием углерода
0.3-0.4%С повышает твердость. Хромирование ведут в порошковых смесях (напри-
мер, 50% феррохрома, 49% окиси алюминия и 1% хлористого аммония) при темпера-
гуре 1000-1050 °C в течение нескольких часов. В результате хромирования образуется
твердый раствор хрома в a-железе толщиной 0.15-0.2 мм. Силицированием называется
процесс насыщения поверхности стали кремнием. Силицирование ведут в порошко-
вых смесях (например, 75% ферросилиция + 20% шамота + 5% NH4C1) или в газовой
среде SiCl4 при температуре 950-1000 °C. В результате силицирования образуется
твердый раствор кремния в a-железе толщиной 0.3-1.0 мм. Силицированный слой об-
ладает не высокой твердостью и высокой износостойкостью.
3.1.4.7.	ПЛАКИРОВАНИЕ
Плакирование заключается в нанесении покрытия путем пластической обработ-
ки термохимическими способами: прокатной, прессованной или кованной. Во всех
случаях механизм процесса одинаковый: соединение металла покрытия с основным
металлом за счет давления. Для получения хорошей адгезии между покрытием и ос-
новным металлом необходимо полностью удалить примеси (в виде оксидов) на меж-
фазной границе под соответствующим давлением. В строительных конструкциях за-
служивают внимание плакирование изделий чистым алюминием для анодной защиты
металла, а также плакирование стального проката нержавеющим хромистым листом.
3. Материалы и полуфабрикаты
53
3.1.4.8. ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
Химико-термическая обработка стали состоит в насыщении поверхности раз-
личными элементами (углеродом, азотом, алюминием, хромом и т.п.) путем их диффу-
зии в атомном состоянии из внешней среды при высокой температуре. В отличие от
обычной термической обработки, при химико-термической обработке меняется не
только структура стали, но и химический состав поверхности.
Цементация стали заключается в насыщении поверхностного слоя углеродом до
концентрации 0.8-1.0%С с последующей закалкой. Основная цель - получить твердый
износостойкий слой. Цементация и последующая закалка повышает предел выносли-
вости. Выполняют при температурах 930-950 "С (выше точки Асз), когда аустенит рас-
творяет углерод в больших количествах. Цементацию выполняют с твердым карбюри-
затором (активированным древесным углем или коксом + ускорители) или в газовой
среде, содержащей углерод (например, СН4).
Азотирование состоит в нагреве в среде аммиака NH3. Азотирование повышает
твердость поверхностного слоя, его износостойкость, предел выносливости и сопро-
тивление коррозии. Твердость азотированного слоя выше, чем цементированного, и
сохраняется при нагреве до температур 600-650 °C, в то время как мартенситная струк-
тура цементированного слоя сохраняется до температуры 200-250 °C. Твердость дости-
гается за счет образования нитридов Fe3N и Fe4N. Твердость слоя у малоуглеродистых
сталей невысока, поэтому азотированию подвергают среднеуглеродистые и легиро-
ванные стали. При азотировании легированных сталей образуются нитриды леги-
рующих элементов (Cr2N, Mo2N, A1N, и т.д.). Наиболее повышает твердость алюми-
ний, хром, молибден и ванадий. Процесс азотирования состоит из следующих опера-
ций: 1) термообработка изделия; 2) механическая обработка; 3) защита участков не
подвергающихся азотированию (оловом или жидким стеклом); 4) азотирование - на-
грев в среде аммиака до температур 500-560 °C в течение 20-90 ч. Чем выше темпера-
тура, тем ниже твердость слоя и больше его толщина.
Цианирование и нитроцементация стали заключается в одновременном насыще-
нии поверхности углеродом и азотом. Для цианирования применяют стали с содер-
жанием углерода 0.2-0.4%. При цианировании изделие нагревают до температур 820-
960 °C в расплавленных солях, содержащих цианистый натрий NaCN. Для получения
слоя 0.15-0.35 мм нагрев до температур 820-960 °C ведут в ваннах, содержащих 20-
25% NaCN, 25-50% и NaCl 25-50% NaCO3. Продолжительность процесса 30-90 ми-
нут. Содержание углерода в слое 0.6-0.7%, а азота 0.8-1.2%. При нитроцементации
изделие нагревают до 850-870 °C в газовой смеси углерода и аммиака. Продолжитель-
ность процесса 2-10 ч для получения слоя толщиной 0.25-1.0 мм. Температура и ре-
жимы могут быть различными в зависимости от среды смеси нитроцементации. После
цианирования и нитроцементации выполняют закалку непосредственно из печи либо с
температуры 800-825°C и отпуск при температуре 160-180°С.
3.1.5.	ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СТАЛИ
При испытаниях нагретых до определенных температур углеродистых сталей
наблюдается заметное изменение их механических характеристик (рис.3.1.11):
1)	временное сопротивление оиувеличивается до 300 °C, а потом, при большем нагре-
ве, наблюдается резкое снижение прочностных свойств;
2)	пределы пропорциональности ор и текучести ау уменьшаются с повышением темпе-
ратуры;
54
3. Материалы и полуфабрикаты
3)	модуль деформации Е уменьшается с повышением температуры;
4)	коэффициент Пуассона ц увеличивается с повышением температуры;
5)	характеристики пластичности (относительное удлинение е и сужение у перед раз-
рывом) вначале немного уменьшаются, а, начиная с 300 °C резко увеличиваются.
Рис.3.1.11
Температура,°C
При понижении температуры происходит обратная картина. Сталь охрупчивает-
ся (уменьшаются характеристики пластичности), увеличиваются пределы текучести и
пропорциональности.
При длительном нагреве и нагружении образец разрушается при напряжениях,
величина которых меньше, чем при кратковременном воздействии. Пределом дли-
тельной прочности называется напряжение, вызывающее разрушение образца при
заданном сроке нагружения при определенной температуре.
Нагрев металла можно контролировать по цветам побежалости. На поверхности
стали до появления красного свечения видны желтые, синие или радужные цвета
(табл. 3.1.4). Сталь при температурах до 220-300 °C становится хрупкой «синеломкой».
Различная расцветка стали при нагреве появляется из-за изменения толщины появив-
шейся окисной пленки.
Таблица 3.1.4
№ п/п	Цвета металла	Толщина окисной пленки, А	Температура нагрева, °C
1	Соломенный	450	220
2	Золотистый		230
3	Коричневый	500	240
4	Красно-коричневый		250
5	Пурпурный	650	260
6	Фиолетовый		280
7	Синий (васильковый)	700	300
8	Светло-голубой	700	320
9	Светло-серый	750	330-350
3. Материалы и полуфабрикаты
55
3.1.6.	ВЛИЯНИЕ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ НА СВОЙСТВА СТАЛИ. НАКЛЕП
Пластические деформации заставляют сталь становиться более жесткой. При
этом возрастает предел текучести, а пластичность, выражаемая в относительном удли-
нении, уменьшается. Такое явление называется наклепом.
2	4	6	8	10	12	£ %
Рис.3.1.12
Рис.3.1.13
На рис.3.1.12 показана диа-
грамма испытания на растяжение
образца из пластичной стали. По-
сле растяжения образца до точки С
он был разгружен. При разгрузке
материал следовал закону прямой
линии CD. Повторная нагрузка
происходит по близкой к прямой
линии DF. От точки F, которая со-
ответствует точке С, кривая обра-
зует линию FG, которая является
продолжением линии ВС.
Если повторную нагрузку
выполнить через несколько дней,
то можно получить еще более вы-
сокий предел текучести F1, как по-
казано пунктирной линией. Уста-
новлено, что время, которое истек-
ло между разгрузкой и повторной
нагрузкой, имеет большое влияние на форму кривой DF. Если нагрузку выполнить не-
посредственно после разгрузки, то участок DF имеет существенную кривизну, через 5
дней - кривая приближается к закону Гука, а через 21 день участок почти полностью
становится прямолинейным. Даже небольшая температура 100 °C может восстановить
На рис.3.1.13 изображены
кривые, полученные после испы-
тания стального образца. Кривая А
представляет первоначальное на-
гружение. Кривая В - нагружение
после 10 минут. Кривая С - пока-
зывает нагружение, выполненное
после выдержки образца при тем-
пературе 100°С в течение 4 часов.
Видно, что в последнем случае ма-
териал восстановил полностью
свои упругие свойства.
Образец, подвергнутый на-
клепу при растяжении образца, ра-
ботает на сжатие несимметрично.
Оказывается, что вытягивание ма-
териала в одном направлении не
приносит существенного увеличе-
ния предела текучести при работе
в обратном направлении - на сжа-
56
3. Материалы и полуфабрикаты
тие, т.е. в материале возникает ощутимая анизотропия. Поперечное обжатие и вытяги-
вание материала, например при протягивании через фильеру с уменьшением площади
на 10-15%, создает практически симметричную работу на растяжение и сжатие.
При наклепе не наблюдается существенного повышения временного сопротив-
ления, в той мере, как увеличивается предел текучести.
При наклепе материал становится более чувствительным к химическим воздей-
ствиям за счет проникания коррозии внутрь материала по поверхностям сдвигов кри-
сталлов. Это явление называется хрупким коррозионным растрескиванием и наблюда-
ется в высокопрочной проволоке при уровне напряжений от 60% аи.
Если подытожить изложенное, то можно отметить, что при наклепе наблюдают-
ся следующие изменения свойств материала:
1.	Увеличивается предел текучести без существенного увеличения временного сопро-
тивления.
2.	Возникает влияние времени и температуры на восстановление упругих свойств ма-
териала.
3.	Возникает анизотропия механических свойств (работа на растяжение и сжатие).
4.	Возникает склонность к внутрикристаллическому растрескиванию.
3.1.7.	РАЗРУШЕНИЕ ПЛАСТИЧНЫХ И ХРУПКИХ МАТЕРИАЛОВ
Разрушение пластичных и хрупких материалов происходит по разным причи-
нам. Пластическая деформация в стали происходят за счет сдвига в определенном на-
правлении по кристаллографическим плоскостям, как схематично показано на
рис.3.1.14. Начало сдвига зависит от величины касательных напряжений по плоскости
монокристалла (с углом близким к 45°) в направлении сдвига и не зависит от нормаль-
ных напряжении, действующих на тех же плоскостях. Если удлинение образца про-
должается, число плоскостей сдвига растет и растут касательные напряжения, дейст-
вующие по этим плоскостям. Это увеличение напряжений, требуемое для дальнейшего
вытягивания образца, представляет собой наклеп.
Рис.3.1.14
Несмотря на то, что реальный образец стали состоит из множества, ориентиро-
ванных по-разному монокристаллов, испытания показывают - что деформация этих
кристаллов в конгломерате имеет аналогичный характер. Когда растягивающие напря-
жения достигают определенной величины, зависящей от ориентации этого кристалла
J. Материалы и полуфабрикаты
57
относительно приложения силы, и начинаются сдвиги, показанные на рис.3.1.14, то
эти сдвиги можно увидеть на полированной поверхности стали в виде отдельных види-
мых линий - линий Людерса, который впервые их описал в 1900 году. В результате на-
клепа, образовавшегося при растяжении образца, в образце возникают остаточные сжи-
мающие напряжения за счет сжатия тех кристаллов, которые претерпели пластическую
деформацию, от кристаллов растянутых упруго.
Вследствие сдвигов первоначально круглый пластичный монокристалл стано-
вится эллиптическим, и его разрушение наступает в результате сдвигов, когда каса-
тельные напряжения достигают предельных. Прочность зависит главным образом от
сопротивления сдвигу по плоскостям.
В случае монокристаллов хрупких материалов разрушение наступает не из-за
сдвигов по плоскостям, а в результате преодоления сцепления, когда нормальные на-
пряжения достигают предельных по этим плоскостям. Прочность зависит главным об-
разом от сопротивления отрыву по плоскостям.
Пластичность строительной стали устанавливается на основании испытаний на
растяжение. При таких испытаниях между наибольшими растягивающими и касатель-
ными напряжениями существует постоянное соотношение, равное двум. При трехмер-
ном напряженном состоянии наибольшее касательное напряжение действует на пло-
щадке с углом 45° и составляет
Г
* max	л
Если напряжения О] и а3 близки (двухосное растяжение), то сдвиг не может про-
изойти, так как касательные напряжения близки к нулю, и разрушение пластичного
Рис.3.1.15
материала в этой зоне произойдет как хрупкого за
счет нормальных напряжений.
Такая зона располагается в середине шейки
(рис.3.1.15), образовавшейся при растяжении образ-
ца. Растягивающие напряжения, действующие вдоль
образца, вызывают поперечные растяжения, и усло-
вия для сдвига отсутствуют. В то же время, по краям
образца продолжатся пластические деформации за
счет сдвига и в результате этого, краевые разруше-
ния будут следствием сдвига.
Если обозначить:
Ro - предельное сопротивление материала отрыву;
Rs - предельное сопротивление материала сдвигу;
<Tj - действующее максимальное растягивающее нормальное напряжение;
ттах - действующее максимальное касательное напряжение,
то условия разрушения могут быть записаны в таком виде:
при хрупком разрушении	cTj > Ro, ттах < Rs;
при пластичном (вязком) разрушения ст, < Ro, ттах > Rs.
3.1.8.	ПОЛЗУЧЕСТЬ. РЕЛАКСАЦИЯ
У многих материалов при постоянно действующей нагрузке происходит рост
остаточных деформаций. Это явление называют ползучестью материалов.
Пределом ползучести называют наибольшее напряжение, при котором дефор-
мации ползучести при постоянной температуре за определенный промежуток времени
58
3. Материалы и полуфабрикаты
не превышают заданной величины, например, 1% за 10 000 ч. У сталей ползучесть при
нормальной температуре практически отсутствует. У стальных изделий, например ви-
тых закрытых канатов ползучесть может быть значительная за счет уплотнения прово-
лок в канате. Например, у современных витых закрытых канатов предел ползучести
достигает 0.15 мм/м от нагрузок, вызывающих в проволоках напряжения 0.25-0.3<т„.
Релаксация напряжений представляет собой уменьшение напряжений в элемен-
те, происходящее с течением времени без изменения его начальной геометрии. На-
пример, вследствие релаксации предварительное натяжение высокопрочных болтов
уменьшается на 5-8%. Высокие температуры увеличивают релаксацию. Для сталей ре-
лаксацией во многих случаях можно пренебречь.
3.1.9.	КОНЦЕНТРАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
Равномерное распределение напряжений по всему поперечному сечению воз-
можно только в том случае, если сечение постоянно или изменения происходят посте-
пенно. В случае резкого изменения поперечного сечения, происходит неравномерное
распределение напряжений и их концентрация в отдельных местах. Причины, вызы-
вающие концентрацию напряжений (царапины, надрезы, выточки и т.д.) называются
концентраторами. Максимальной величины напряжения достигают в местах концен-
траторов и носят локальный характер. Поэтому напряжения в местах концентраторов
называют местными.
Номинальными на-
зывают напряжения, вы-
численные без учета кон-
центраторов. Например, в
пластине (рис.3.1.16) обра-
зовано отверстие, которое
ослабляет сечение и увели-
чивает величину номи-
нальных напряжений в ос-
лабленном сечении. Кроме
того, отверстие является
концентратором напряже-
ний. Величину номиналь-
ных напряжений без учета концентратора определяют по формуле on = N / А пе«о- При
> гом, для оценки уровня максимальных напряжений в месте концентратора вводят ко-
>ффициент концентрации - /3 = ——.
Коэффициент концентрации напряжений - это отношение наибольшего мест-
ного напряжения стт(Пк номинальному стп. Коэффициенты концентрации напряжений
определяют методами теории упругости, численными методами, такими как МКЭ или
и результате экспериментов на моделях из оптически активного стекла. Для различных
часто встречающихся случаев получены эмпирические формулы для вычисления ко-
эффициентов концентрации. Найденные таким способом коэффициенты называют
теоретическими.
В инженерной практике более важны эффективные коэффициенты концентра-
р
ции напряжений - /Зг/, . Эффективные коэффициенты концентрации /Зе# = — опреде-
3. Материалы и полуфабрикаты
59
ляют опытным путем при испытаниях, как отношение разрушающей нагрузки образца
без концентратора (Р,), к разрушающей нагрузке образца с концентратором (Р2). Как
правило, эффективный коэффициент концентрации меньше теоретического, поскольку
при его определении учитывается ряд факторов, которые теоретически учесть весьма
трудно (состояние поверхности, чувствительность металла к концентраторам, остаточ-
ные напряжения и т.п.)
3.1.10.	ДЕЙСТВИЕ ПЕРЕМЕННЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В МЕТАЛЛЕ
Вопросы выносливости соединений мостов подробно рассмотрены в главе «Рас-
четы выносливости». Приведем лишь основные определения и понятия.
3.1.10.1.	УСТАЛОСТЬ И ВЬПКХ'ЛИВОСТЬ
По характеру действия напряжения во времени могут быть постоянные и пере-
времени напряжений в зонах
менные. При действии неременных повторяющихся во
Рис.3.1.17
их концентрации (там, где
напряжения больше средних)
на поверхности металла обра-
зовываются микротрещины.
Они постепенно развиваются,
проникают вглубь металла, и
приводят к разрушению. Это
явление - понижение несу-
щей способности металла за
счет появления микротрещин
называют усталостью метал-
ла. А свойство металла со-
противляться усталости, на-
зывают выносливостью.
Напряжения во време-
ни могут изменяться по пе-
риодическому закону или но-
сить случайный характер. В дальнейшем, для простоты, будем рассматривать только
периодический закон изменения напряжений, так как сам закон изменения напряже-
ний во времени не оказывает существенного влияния на выносливость конструкции.
- Цикл - это замкнутая однократная смена напряжений, получающих одинаковые
значения.
-	Период - это время, в течении которого протекает полный цикл Т.
-	Частота - число циклов в секунду W=1 / Т . Циклы бывают симметричными,
когда наибольшие и наименьшие напряжения равны по величине и противопо-
ложны по знаку. Асимметричные циклы - при неодинаковых по величине наи-
больших и наименьших напряжениях. График изменения напряжений во времени
показан на рис.3.5.
-	Параметрами цикла являются наибольшие и наименьшие в алгебраическом
смысле напряжения отах и amin.
-	Амплитуда - это переменное напряжение цикла оа = (атах - amtn)/ 2. Среднее на-
пряжение цикла ат = (ртах +(TmJ/2.
-	Коэффициент асимметрии цикла р = сгт,.„ /отах.
60
3. Материалы и полуфабрикаты
3.1.10.2.	ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ И ЕГО ОПЫТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ
Опытами установлено, что если изменяющиеся напряжения меньше некоторого
значения напряжений, то металл не разрушается при сколь угодно большом количестве
циклов. Это значение напряжений называется абсолютным пределом выносливости.
Предел выносливости различен для разных металлов, элементов, имеющих
различную форму или размеры, чистоту поверхностной обработки, остаточные напря-
жения и т.п. Предел выносливости определяют опытным путем на пульсационных ус-
тановках, где создается заданная величина нагружения и асимметрия циклов и их ко-
личество. Обычно предел выносливости определяют при симметричном цикле, это во-
первых проще, а во-вторых, симметричный цикл наиболее опасный для образца. Для
определения предела выносливости испытывают серию одинаковых образцов (не ме-
нее 10 шт.) по форме, обработке и материалу. Первый образец нагружают так, чтобы
он разрушился при заведомо небольшом количестве циклов и фиксируют их число Nr
Второй образец испытывают при напряжениях меньших чем первый и определяют ко-
личество циклов N2>Nb и т.д., напряжение от образца к образцу начинают снижать до
тех пор, пока образец не выдержит заданного количества циклов Ns. При этом строят
график зависимости N ото (рис.3.1.18).
Рис.3.1.18
Пределом ограниченной выносливости называют наибольшее по абсолютной
величине напряжение, которое образец выдерживает заданное количество циклов, на-
пример N = 10000000 циклов.
3.1.10.3.	ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ АСИММЕТРИИ ЦИКЛА
НА ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ
Величина предела выносливости существенно зависит от степени асимметрии
цикла. Зависимость между асимметрией циклов и величиной предельных амплитуд
наиболее наглядно видна на диаграмме Хея (рис. 3.1.19).
3. Материалы и полуфабрикаты
61
Рис.3.1.19
По оси ординат отложено значение предела выносливости образца при циклах с
коэффициентом асимметрией р = -1, а по оси абсцисс значение временного сопротив-
ления <5и, - условный предел выносливости при постоянном нагружении или при р =
+1. Чтобы найти предел выносливости для циклов с промежуточными значениями р,
следует провести луч из центра координат до пересечения с кривой под углом Т, tg
которого составляет
tg — Фа / Ф m (<Т тах~ & min) / (Фтах + (У min) — (1 ““ Р) /	р).
Сумма абсциссы и ординаты точки на кривой дает искомую величину предела
выносливости при заданном р:
Фтах — СЕ + ED — СУт Фа Фр t
где ОЕ = Фт - среднее напряжение;
ED = (Уа - амплитуда.
Все точки, находящиеся внутри кривой, представляют собой безопасные циклы.
3.1.10.4.	ВЛИЯНИЕ КОНЦЕНТРАТОРОВ НА ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ
На предел выносливости образца определяющее значение оказывает наличие
концентраторов напряжений.
Различают два коэффициента концентрации - теоретический и эффективный:
-	теоретический коэффициент концентрации Д, как отмечалось ранее, равен от-
ношению местных напряжений к номинальным;
-	эффективный коэффициент концентрации /5^ в случае переменных напряже-
ний равен отношению предела выносливости образца без концентратора к
пределу выносливости образца с концентратором при симметричном цикле
нагружений.
На основании коэффициентов построена методика расчета виносливости,
изложенная в действующих нормах.
62
3. Материмы и полуфабрикаты
3.1.10.5.	ВЛИЯНИЕ КАЧЕСТВА ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТИ НА ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ
Усталостная трещина зарождается на поверхности, поэтому качество поверхно-
сти оказывает определяющее влияние на предел выносливости. Влияние качества под-
готовки поверхности оценивают коэффициентом качества поверхности у, который ра-
вен отношению преде ла выносливости испытуемого образца к пределу выносливости
образца с полированной поверхностью. На рис. 3.1.20 показаны значения коэффициента
у для различных обработок для ста-
лей различной прочности. Чем вы-
ше прочность стали, тем сталь
чувствительнее к состоянию по-
верхности.
1	- зеркальное шлифование
2	- грубое полирование или тонкое
шлифование
3	- тонкая обточка
4	грубое шлифование или грубая
обточка
5	наличие окалины
6	- пресная вода, наличие концен-
трации напряжений
7	- морская вода, наличие концен-
трации напряжений
Опытами показано, что при
поверхностном упрочнении сталей
можно значительно повысить пре-
дел выносливости. Поверхностное	Рис.3.1.20
упрочнение может быть достигнуто
та счет холодной обработки металла (накатка роликами, ударный молоток, дробемет-
ная обработка) и за счет термической обработки (цементация, азотирование, закалка
поверхностного слоя токами высокой частоты).
3.2.	СТАЛИ И СТАЛЬНЫЕ ИЗДЕЛИЯ
Для стальных мостовых конструкций в настоящее время целесообразно приме-
нять стали с различными свойствами. Набор сталей в отечественных мостовых нор-
мах, разрешенных к использованию для мостов, весьма ограничен, что в определенной
степени тормозит создание современных мостовых конструкций.
В то же время в мире номенклатура сталей, применяемых в конструкциях мос-
тов, становится все более разнообразной. Основные тенденции в расширении номенк-
латуры стального проката для мостов можно проследить на примере примененных ста-
лей для мостов на переходах между островами Хонсю и Шикоку в Японии:
Стали с заданными механическими свойствами
•	Высокопрочные стали для основных элементов пролетных строений с пределом
прочности 690-950 МПа.
•	Стали с постоянными механическими свойствами (пределом текучести) для тол-
щин проката от 20 до 100 мм.
3. Материалы и полуфабрикаты
63
•	Стали с очень низким пределом текучести - 80-150 МПа и относительным удлине-
нием более 50%. Стали могут образовывать пластические шарниры во время де-
формаций сооружения при землетрясениях.
•	Сверх толстый прокат (более 100 мм). Применение проката вызывает упрощение ос-
новных конструктивных элементов пролетных строений мостов, таких как пояса ба-
лок, стенки пилонов, основание пилонов и седел и т.п. Например, для плит оснований
пилонов на мостах перехода Хонсю-Шикоку был применен прокат толщиной 210 мм.
Стали с заданными технологическими свойствами
•	Стали с отличной способностью к загибу дают возможность при холодном гнутье
использовать радиус загиба, равный 5 толщинам без понижения свойств основного
металла, при этом ударная вязкость для образцов Charpy до 200 J. Это в свою оче-
редь открывает возможность создавать замкнутые профили без использования
сварки.
•	Стали с повышенным сопротивлением к зарождению холодных трещин.
•	Стали, допускающие высокое тепловложение при сварке.
•	Стали с повышенным сопротивлением к образованию расслоения (трещины) вдоль
волокон прокатки в месте Т-образного сварного соединения.
Стали с заданными эксплуатационными свойствами
•	Атмосферостойкие стали образуют стабилизирующий слой препятствующий раз-
витию коррозии и повышенной сопротивляемости в хлоридной среде. Могут иметь
лакокрасочное покрытие и быть неокрашенными.
•	Гальванизированные элементы перил, деформационных швов, ограждений и по-
крытий листов настила позволяют обеспечить безремонтный срок до 20 лет.
•	Нержавеющая сталь, содержащая до 12% хрома, обволакивает базовую сталь
•	Стали с нержавеющей пассивной пленкой. Нержавеющая сталь, содержащая более
12% хрома, обволакивает базовую сталь.
•	Листы (профили) с переменным по длине сечением. Например, пояс двутавровой
балки с переменной по длине толщиной. Клиновой прокат шириной 2 м с перемен-
ной толщиной (толщина изменяется от 50 до 20 мм на длине 20 м).
•	Пакет из стальных листов и листов резины работает как одно целое, но при этом
существенно снижает шумовое воздействие на окружающую среду за счет быстро-
го гашения колебаний.
3.2.1.	ОБОЗНАЧЕНИЕ МАРОК СТАЛЕЙ И КЛАССЫ ПРОЧНОСТИ
Обозначение марок сталей, указывающих на их химический состав, строится по
следующему принципу: вначале цифрами обозначено примерное содержание углерода
в стали в сотых долях процента. Затем идут буквенные обозначения элементов, соот-
ветствующие обозначениям в табл. 3.1.1 и 3.1.2. Если записана только буква, содержа-
ние этого элемента от 0.3% до 1%, при большем содержании за буквой идут цифры,
которые указывают количество процентов данного элемента в стали. Например, высо-
копрочная нержавеющая сталь для современных однокатковых опорных частей имеет
марку 40X13, что указывает на 0.4% углерода и 13% хрома.
Стали помимо обозначений марок могут иметь наименования, в которых после
буквы «С» указывается предел текучести (Мпа). Например, сталь С345 имеет предел
текучести 345 МПа. Если после цифр появляется буква «Д» (например С345Д), то это
означает что массовая доля меди в стали составляет 0.15-0.30%. Если после цифр появ-
ляется буква «Т» (например С345Т), то сталь подвергается термическому улучшению.
64
3. Материалы и полуфабрикаты
II ГОСТ 27772-88 «Прокат для строительных стальных конструкций» приведены на-
именования стального проката и его механические характеристики, а также соответст-
пукнцие им марки сталей (углеродистых и низколегированных).
Класс прочности поковок обозначается аналогично наименованию проката ста-
1СЙ, юлько первые буквы «КП» заменяют букву «С». Например, КП 275 означает, что
юковка имеет предел текучести 275 МПа. Механические характеристики для поковок
различных классов прочности и марки сталей приведены в ГОСТ 8479-70 «Поковки из
конструкционной углеродистой и легированной стали».
3.2.2.	УГЛЕРОДНЫЙ ЭКВИВАЛЕНТ
Увеличение содержания углерода в расплаве делает сталь прочной, твердой и
хрупкой, которую сложно сваривать, а при его содержании более 2% сталь превраща-
• гея в чугун. Для оценки ударной вязкости, пластичности и свариваемости введена ус-
ювная характеристика - углеродный эквивалент, который учитывает влияние на эти
войства иных компонентов кроме углерода.
Чем меньше углеродный эквивалент, тем лучше. Подсчет углеродного эквива-
лента может быть выполнен по разным формулам в зависимости от норм. Так, для
низколегированных сталей по ГОСТ 19281-89 углеродный эквивалент Сэ не должен
превышать значения 0.49, а для сталей класса прочности 440 - Сэ не более 0.51. При
ном, углеродный эквивалент вычисляют по формуле
Мп	Si	Cr	Ni	Си	V	Р
Сэ = С +---+ — + — + — + — + — + — ,
6	24	5	40	13	14	2
где С, Мп, Si, Cr, Ni, Си, V, Р - массовые доли соответственно углерода, марганца,
кремния, хрома, никеля, меди, ванадия и фосфора.
В европейских нормах, для низколегированных сталей по ENV 10025 «Горяче-
катаный прокат из низколегированных сталей» углеродный эквивалент ограничивают
величиной 0.41-0.47 в зависимости от толщин проката и опроеделяют по формуле
_ т. „ Мп Cr + Mo + V Ni + Си
6	5	15
3.2.3.	УГЛЕРОДИСТЫЕ СТАЛИ
Свойства углеродистых сталей и свойства проката из углеродистых сталей рег-
ламентируются следующими тремя основными стандартами:
ГОСТ 380-94 «Сталь углеродистая обыкновенного качества. Марки» Стандарт
регламентирует химический состав и способы раскисления сталей марок СтО, СтЗкп,
СтЗпс, СтЗсп, Ст4кп, Ст4пс, Ст4сп, Ст5пс, Ст5сп, Стбпс, Стбсп. В табл. 1 приведены
массовые доли углерода, марганца и кремния, а также доли вредных примесей в ста-
лях. Предельные отклонения по химическому составу приведены в табл. 2.
ГОСТ 535-88 «Прокат сортовой и фасонный из углеродистой стали обыкновен-
ного качества. Общие технические условия». Стандарт регламентирует номенклатуру,
характеристики сортового и фасонного горячекатаного проката из сталей по ГОСТ
380-94. В табл. 1 приведена градация сталей на шесть категорий. Механические свой-
ства проката даны в табл. 2 и 3.
ГОСТ 14637-89 «Прокат толстолистовой из углеродистой стали обыкновенного
качества. Технические условия.» Стандарт регламентирует характеристики листового
проката из сталей охваченных ГОСТ 380-94.
3. Материалы и полуфабрикаты	65
Углеродистые стали наиболее распространены в гражданском строительстве. В
мостовом строительстве применение углеродистых сталей ограничено, как правило,
вспомогательными конструкциями.
3.2.4.	НИЗКОЛЕГИРОВАННЫЕ СТАЛИ
Низколегированными называют стали, у которых содержание легирующих до-
бавок не превышает 1-2%. Прокат из низколегированных сталей регламентируется
следующими ГОСТами:
ГОСТ 6713-91 «Прокат низколегированный конструкционный для мостострое-
ния. Технические условия.». Стандарт является основным документом, в котором рег-
ламентируются свойства мостовых сталей. Стандарт распространяется на толстолис-
товой, широкополосный (универсальный), фасонный полосовой и сортовой прокат,
предназначенный для изготовления мостовых конструкций.
Прокат изготавливают из трех марок сталей: 16Д, 15ХСНД и 10ХСНД. Прокат
из сталей марок 15ХСНД и 10ХСНД в зависимости от вида термической обработки
изготавливается трех категорий: категория 1 - без термообработки; категория 2 - в
нормализованном состоянии; категория 3 - в термически улучшенном состоянии по-
сле закалки и высокого отпуска. Химический состав сталей приведен в табл. 3.2.1.
В прокате мостовых конструкций северного исполнения массовая доля серы не
должна быть более 0.030%, фосфора 0.025%; требование указывается в заказе.
Таблица 3.2.1
Марка стали	Массовая доля элементов, %							
	Углерод	Кремний	Марганец	Хром	Никель	Медь	Фосфор	Сера
							не более	
16Д	0.10-0.18	0.12-0.25	0.40-0.70	до 0.30	до 0.30	0.20-0.35	0.035	0.040
15ХСНД	0.12-0.18	0.40-0.70	0.40-0.70	0.60-0.90	0.30-0.60	0.20-0.40	0.035	0.035
10ХСНД	до 0.12	0.80-1.10	0.50-0.80	0.60-0.90	0.50-0.80	0.40-0.60	0.035	0.035
Механические характеристики стального проката приведены в табл. 3.2.2 и 3.2.3.
Таблица 3.2.2
Марка стали	Толщина проката, мм	Свойства при растяжении			Ударная вязкость KCU (а,), Дж/см2 (кгс.м/см2), при температуре °C				Изгиб до параллельности сторон (а - толщина образца, d - диаметр оправки)
		Временное со- противление, ов, МПа	Предел теку- чести, от, МПа	Относительное | удлинение, %	-20 в состоянии поставки		+20 после ме- ханического старения		
			не менее		лист.	проч.	лист.	проч.	
16Д	До 20	375-510 (38-52)	235 (24)	26	34 (3.5)	39 (4.0)	34 (3-5)	39 (4.0)	d = а
	21—40		225 (23)						d= 1.5а
	41-60		215 (22)						
66
3. Материалы и полуфабрикаты
Таблица 3.2.3
сч г-Н	Толщина проката, мм	Механические характери- стики при растяжении для проката всех категорий			Ударная вязкость KCU (а^, Дж/см2 (кгс.м/см2), для категорий проката при температуре °C					Изгиб до параллель- ности сторон для категорий	
		Времен- ное сопро- тивление, ов, МПа	Предел текуче- сти, от, МПа	Относительное удлинение, %	1	2	3	1и2	3	1	2 и 3
					-40	-60	-70	+20	-20		
								после мех. старения			
			не менее								
15ХСНД	8-32	490-685 (50-70)	345 (35)	21	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)	d=2a	d=1.5a
	33-50	470-670 (48-68)	335 (34)	19	-	29 (3.0)	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)		
10ХСНД	8-15	530-685 (54-70)	390 (40)	19	29 (3.0)	29 (3.0)	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)		
	16-32	530-670 (54-68)			•	29 (3.0)	29 (3,0)	29 (3,0)	29 (3,0)		
	33-40	510-670 (52-68)			•	29 (3.0)	29 (3.0)	29 (3,0)	29 (3,0)		
Номенклатура сталей для мостовых к-
на основании приказа Госстроя Украины от I
сталями по ГОСТ 19281-89.
ций 01.08.1996 г. была расширена
)6 № 103 следующими в табл. 3.2.4
Таблица 3.2.4
Класс прочности	Марка стали	ГОСТ	Толщина прок мм		Дополнительные требования поГОСТ 19281-89
			листового	$В1 >го	
295Д	09Г2Д-12	гост 19281- 89	до 32 вкл.	ДО 2U ВКЛ.	п.п.2.2.1; 2.2.2; 2.2.3; 2.2.6; 2.2.9; 2.2.11; 2.3 Класс сплошности 1 и 2 по ГОСТ 22727-88
	09Г2СД-12		21-32		
325 Д	09Г2СД-12		11-20		
345 Д	09Г2СД-12		до 10 вкл.		
345 Д	15ХСНД-12		до 32 вкл.	до 10 вкл.	
390 Д	10ХСНД-12		до 40 вкл.	до 15 вкл.	те же и п.п. 2.2.4 и 2.2.8
ГОСТ 19281-89 «Прокат из стали повышенной прочности. Общие технические
условия». Стандарт распространяется на толстолистовой, широкополосный универ-
сальный, фасонный, сортовой прокат и гнутые профили из стали повышенной прочно-
сти, применяемые для сварных, клепаных илн болтовых конструкций и используемые
в изделиях в основном без дополнительной термической обработки. Стандарт уста-
навливает следующие классы прочности стали: 265, 295, 315, 325, 345, 355, 375, 390 и
440, которые соответствуют значениям предела текучести проката в МПа.
В настоящее время Украина предлагает новые стали для мостостроения, кото-
рые пополнят номенклатуру проката для мостов, и которые отражены в новых нор-
мах - в ДБН по проектированию мостов.
Стали по ТУ У 14-16-150-99 обладают высокой прочностью и пластичностью.
Стали выпускаются толщинами до 50 мм, марок 06ГБ классов прочности 355 и 390, а
марок 06Г2Б - 440 и 490.
3. Материалы и полуфабрикаты
67
5*
Стали по ТУ-1-5065-91 «Сталь толстолистовая низколегированная марок
09Г2СЮч и 09ХГ2СЮч». Сталь выпускается толщиной до 160 мм включительно клас-
coi точности от 265 и до 540 - при толщинах до 20 мм. Прокат поставляется в термо-
о< шаппом состоянии - нормализованном, нормализованном с последующим от-
П} м, нормализованном из межкритического интервала температур и после закалки
с ском.
3.2.5.	ЛЕГИРОВАННЫЕ СТАЛИ
Номенклатура марок легированных горячекатаных и кованых сталей диаметром
или толщиной до 250 мм охвачена ГОСТ 4543 «Сталь легированная конструкцион-
ная». Это стали легированные хромом, никелем, марганцем, кремнием, молибденом,
ванадием, титаном и т.п. с относительно большим содержанием углерода (0.12-040%).
Для всех легированных сталей предполагается термообработка (закалка и отпуск), по-
сле которой временное сопротивление некоторых марок составляет более 1500 МПа.
Легированные стали используют в мостостроении для изготовления высоко-
прочных метизов, болтов-шарниров, пальцев, анкеров и тяг канатных элементов и т.п.
Наиболее распространена в мостостроении легированная сталь 40Х, механиче-
ские характеристики которой, наряду с близкими по механическим характеристикам
сталями, приведены в табл. 3.2.5.
Стали по требованию потребителя могут поставляться с суженным по сравне-
нию с указанными в табл. 1 ГОСТ 4543-71 пределами массовых долей и углерода и ле-
гирующих добавок. В этом случае режимы термической обработки могут быть изме-
нены, и соответственно изменены механические показатели. При этом к марке стали
может быть добавлен индекс «селект».
Таблица 3.2.5
Марка стали	Термообработка					Предел текучести	Временное со- противление	Относительное удлинение	Относительное сужение	Ударная вязкость
	Закалка			Отпуск		о т	о в	8 5.	V	KCU
	Тем- пера- тура, °C		Среда охлаж- дения	Тем- пера- тура, °C	Среда охлаж- дения	МПа кгс/мм2	МПа кгс/мм2	%	%	Дж/см2 (кгс.м) см2
	1-я	2-я				не менее				
35Х	860	-	Масло	500	Вода*	735 (75)	910 (93)	И	45	69 (7)
40Х	860	-	Масло	500	Вода*	785 (80)	980 (ЮО)	10	45	59 (6)
40ХС	900	-	Масло	540	Вода*	1080 (ИО)	1230 (125)	12	40	34 (3,5)
30X3 МФ	870	-	Масло	620	Вода*	835 (85)	980 (ЮО)	12	55	98 (Ю)
* Охлаждение выполняется в воде или в масле
68
3. Материалы и полуфабрикаты
3.2.6.	УГЛЕРОДИСТЫЕ КАЧЕСТВЕННЫЕ КОНСТРУКЦИОННЫЕ СТАЛИ
Г(X Г 1050-88 «Прокат сортовой, калиброванный, со специальной отделкой по-
ли из углеродистой качественной конструкционной стали» устанавливает об-
ннческие условия для горячекатаного и кованого сортового проката из углеро-
качественной стали марок 08, 10, 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45, 50, 55, 58 (55пп) и
диаметром и толщиной до 250 мм, а также проката калиброванного и со специаль-
' отделкой поверхности всех марок.
По нормам химического состава стандарт распространяется на другие виды про-
а, слитки, поковки, штамповки из стали марок перечисленных выше, а также из
аи марок 05кп, 08кп, 08пс, Юкп, Юпс, 11кп, 15кп, 15пс, 18кп, 20кп и 20пс.
Механические свойства термически обработанного проката (закалка + отпуск) в
исимости от размеров заготовок должны соответствовать требованиям табл. 3.2.6.
Таблица 3.2.6
стали |	Механические свойства проката размером (стги ов в МПа, и А - Дж/см2)											
	до 16 мм				от 16 до 40 мм				от 40 до 100 мм			
	оу	Ofl	8,%	А	оу	Ofl	8,%	А	оу	Ofl	8,%	А
'.5	375	550- 700	19	35	315	500- 650	21	35	-	-	-	-
Ю	400	600- 750	18	30	355	550- 700	20	30	295	500- 650	21	30
15	430	630- 780	17	25	380	600- 750	19	25	315	550- 700	20	25
10	460	650- 800	16	20	400	630- 780	18	20	355	600- 750	19	20
15	490	700- 850	14	15	430	650- 800	16	15	375	630- 780	17	15
Ю	520	750- 900	13	-	460	700- 850	15	-	400	650- 800	16	-
'5	550	800- 950	12	-	490	750- 900	14	-	420	700- 850	15	-
30	580	850- 1000	11	-	520	800- 950	13	-	450	750- 900	14	-
3.2.7. ВЫСОКОЛЕГИРОВАННЫЕ СТАЛИ
ГОСТ 5632-72 «Стали высоколегированные и сплавы коррозионностойкие, жа-
стойкие и жаропрочные. Марки» устанавливает требования на химический состав
(Соколегированных сталей и сплавов. К высоколегированным сталям условно отне-
ны сплавы, массовая доля железа в которых свыше 45%, а суммарная массовая доля
трующих добавок свыше 10%, считая по верхнему пределу; при массовой доле од-
но из элементов по нижнему пределу. В ГОСТ приведена высокопрочная нержа-
кмцая сталь мартенситного класса 40X13, содержащая 0,36-0,45% углерода, не бо-
е 0,8% кремния и марганца и 12-14% хрома. Сталь в мостостроении используется
ня однокатковых опорных частей: Run = 1540 МПа; Ryn = 1200 МПа.
3.2.8.	СТАЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
ГОСТ 977-88 «Отливки стальные. Общие технические условия» распространяется
и,11зальные отливки, изготавливаемые всеми способами литья из нелегированных и ле-
3. Материалы и полуфабрикаты
69
гированных конструкционных, легированными со специальными свойствами литей-
ных сталей. В зависимости от назначения и требований, предъявляемых к деталям, от-
ливки разделяются на три группы в соответствии с табл. 3.2.7.
Таблица 3.2.7
Группа отливок	Назначение	Характеристика отливок	Перечень контролируемых показателей
1	Отливки общего назначения	Для деталей, конфигурация и размеры которых определяются только конструктивными и тех- нологическими соображениями	Внешний вид Размеры Химический состав
2	Отливки ответственного назначения	Для h i । i. i' рассчитываемых на и	и работающих при	<их нагрузках	Внешний вид Размеры Химический состав Механические свойства (предел текучести или временное сопро- тивление и относительное удлине- ние)
3	Отливки особо ответственного назначения	Для деталей, рассчитываемых на прочность и работающих при циклических и динамиче- ских нагрузках	Внешний внд Размеры Химический состав Механические свойства (предел текучести или временное сопро- тивление и относительное удлине- ние и ударная вязкость)
Для мостовых конструкций применяются отливки группы 3 из конструкцион-
ных сталей 25Л, ЗОЛ, 35Л и легированных 20ГЛ, 20ФЛ, 35ГЛ по ГОСТ 977-88 и стали
35ХН2МЛ по ТУ24-1-12-181-75.
Механические характеристики отливок в нормализованном и закаленном со-
стоянии для некоторых видов стали приведены в табл. 3.2.8.
Таблица 3.2.8
Мар- ка ста- ли	КП	Gt I Os I 8 | ф | KCU					КП	(Ут 1	| 8 | у				кси
		не менее						не менее				
	нормализация или нормализация с отпуском						закалка + отпуск					
Стали конструкционные нелегированные												
15Л	К20	196	392	24	35	491	-	-	-	-	-	-
20Л	К20	216	412	22	35	491	-	-	-	-	-	-
25Л	К20	235	441	19	30	392	ктзо	294	491	22	33	343
ЗОЛ	К25	255	471	17	30	343	ктзо	294	491	17	30	343
35Л	К25	275	491	15	25	343	КТ35	343	540	16	20	294
40Л	КЗО	294	520	14	25	294	КТ35	343	540	14	20	294
45Л	КЗО	314	540	12	20	294	КТ40	392	589	10	20	245
50Л	КЗО	334	569	11	20	245	КТ40	392	736	14	20	294
Стали конструкционные легированные												
20ГЛ	К25	275	540	18	25	491	КТЗО	334	530	14	25	383
35ГЛ	КЗО	294	540	12	20	294	КТ35	343	589	14	30	491
20ГСЛ	КЗО	294	540	18	30	294	-	-	-	-	-	-
20ФЛ	КЗО	294	491	18	35	491	-	-	-	-	-	-
20ХМЛ	К25	245	441	18	30	294						
35ХМЛ	К40	392	589	12	20	294	КТ55	540	687	12	25	392
70
3. Материалы и полуфабрикаты
В таблице обозначены:
<тг	- предел текучести, МПа	<тв - временное сопротивление, МПа
8	- относительное удлинение, %	у/ - относительное сужение, %
KCU - ударная вязкость кДж/м2
3.2.9.	ПОКОВКИ
ГОСТ 8479-70 «Поковки из конструкционной углеродистой и легированной ста-
ли. Общие технические условия» распространяется на поковки общего назначения
диаметром (толщиной) до 800 мм из конструкционной углеродистой, низколегирован-
ной и легированной стали, изготавливаемые ковкой и горячей штамповкой.
Таблица 3.2.9
Группа поковок	Виды испытаний	Условия комплектования партии	Сдаточные харак- теристики
1	Без испытаний	Поковки одной или разных марок стали	-
11	Определение твердости	Поковки одной марки ста- ли, совместно прошедшие термическую обработку	Твердость
111	Определение твердости	Поковки одной марки ста- ли, прошедшие термиче- скую обработку по одина- ковому режиму	Твердость
IV	1.	Испытание на растяжение 2.	Определение ударной вяз- кости 3.	Определение твердости	Поковки одной плавки ста- ли, совместно прошедшие термическую обработку	Предел текучести Относительное сужение Ударная вязкость
V	1. Испытание на растяжение 2. Определение ударной вяз- кости 3. Определение твердости	Принимается индивидуаль- но каждая поковка	Предел текучести Относительное сужение Ударная вязкость
Стандарт устанавливает группы поковок и основные технические требования к
приемке и поставке их. Группы поковок представлены в табл. 3.2.9. Для мостовых
лструкций следует применять поковки IV и V групп.
ГОСТ 8479-70 охватывает следующие категории прочности: КП 175, КП 195,
215, КП 245, КП 275, КП 315, КП 345, КП 395, КП 440, КП 490, КП 540, КП 590,
640, КП 685, КП 735 и КП 785. Цифрой обозначен минимальный предел текучести.
3.2.10.	СТЕРЖНЕВАЯ АРМАТУРА
Арматура не имеет прямого отношения к стальным пролетным строением, но
<!• 1яегся основным конструктивным элементом сталежелезобетонных пролетных
> । роений, а также опор и пилонов стальных мостов.
ГОСТ 5781-82 «Сталь горячедеформированная для армирования железобетон-
\ конструкций. Технические условия» распространяется на горячекатаную круглую
и. । падкого и периодического профиля, предназначенную для армирования обыч-
х и предварительно напряженных железобетонных конструкций. По нормам хими-
ком* низколегированных сталей стандарт распространяется также на слитки, блюм-
3, Материалы и полуфабрикаты
71
сы и заготовки. В зависимости от механических свойств арматурная сталь подразделя-
ется на классы:А-1, А-П, А-Ш, A-IV, A-V и A-VI. Сталь A-I выпускается гладкого про-
филя, а остальные марки периодического. Но по требованию потребителя сталь клас-
сов А-П, А-Ш, A-IV, A-V может быть выпущена гладкой.
Номинальные диаметры периодических профилей должны соответствовать но-
минальным диаметрам равновеликих площадей поперечного сечения гладких стерж-
ней. Сортамент арматуры и основные геометрические формы и размеры профилей
приведены ниже в разделе «Сортаменты».
ДСТУ 3760-98 «Прокат арматурний для зал!зобетонних конструкщй. Загальш
техшчш умови» устанавливает новое обозначение арматурных классов и, помимо это-
го, имеет ряд отличий от ГОСТ 5781-82. ДСТУ ориентированы на западный рынок ар-
матуры для гражданского строи юльства. Арматура по ДСТУ не может заменить арма-
туру по ГОСТ 5781, предназначенную для работы в конструкциях, работающих на вы-
носливость при низких температурах, указанную в табл. 29 СНиП 2.05.03-84*. Это по-
ложение приводит к тому, чю приобрести на Украине необходимую для мостострое-
ния арматуру по ГОСТ 578 Становится все дороже.
3.2.11.	ВЫСОКОПРОЧНАЯ ПРОВОЛОКА
Высокопрочную проволоку, применяемую для для пучков и канатов различного
назначения, изготавливают из углеродистой и легированной стали по ГОСТ 14959-79
«Сталь рессорно-пружинная углеродистая и легированная. Технические условия» пу-
тем холодного волочения (подкат) заготовок. Свойства стали при холодной пластиче-
ской деформации и ее конечные прочностные свойства определяются в основном ко-
личеством, формой и размерами частиц цементита. Заготовка из проволоки, проходя
через ряд фильер (отверстий, меньших чем диаметр заготовки) подвергается пластиче-
ской деформации в условиях всестороннего сжатия и таким образом упрочняется.
Твердые и хрупкие карбиды железа в окружении феррита могут пластически дефор-
мироваться без образования трещин. Опытами установлено, что даже такие хрупкие
материалы, как мрамор и закаленная сталь в условиях всестороннего сжатия могут
пластично деформироваться.
ГОСТ 7348-81 «Проволока из углеродистой стали для армирования предвари-
тельно напряженных железобетонных конструкций. Технические условия» распро-
страняется на холоднотянутую отпущенную проволоку из углеродистой стали для ар-
мирования предварительно напряженных железобетонных конструкций. Проволока в
оцинкованном состоянии может использоваться для канатных элементов висячих и
вантовых мостов и прочих канатных элементов. Проволока по ГОСТ 7348-81 изготав-
ливается двух классов: круглая - ВП; и периодического профиля - ВрП. Проволока из-
готавливается диаметрами 3.0, 4.0, 5.0, 6.0, 7.0 и 8.0 мм из углеродистой стали марок
65, 70, 75, 80 и 85 по ГОСТ 14959-79.
3.3.	СОРТАМЕНТЫ
Стандартные стальные прокатные профили (двутавры, швеллеры, уголки и т.п.)
находят свое применение практически в каждом пролетном строении моста. Некото-
рые из них существуют уже более 150 лет и за это время не претерпели существенных
изменений (двутавры и швеллеры изобретены французом Зоре в 1849 г.). Цель сорта-
мента профилей, т.е. перечня выпускаемых стандартных профилей - уменьшить ме-
таллоемкость профиля за счет формы и числа градаций профилей.
72
3. Материалы и полуфабрикаты
Для оценки рациональности (выгодности) изгибаемых и сжатых профилей вве«
h	А *
дены два показателя п = — и К = --,
t	А
где h и t - высота и толщина стенки соответственно;
Aw и А - площадь стенки и всего сечения.
Для двутавровых сечений показатель п увеличился с 30 до 74 за последние о
лет и толщина стенки составляет 3-4 мм, т.е. такое значение, которое является мини
мальным по условиям прокатки. Момент сопротивления сечения достигает макси- и
при значении параметра К=0.5 (при работе в упругой зоне) и К=0.667 (при обра !
нии пластического шарнира). В табл. 3.2.10 приведены разнообразные критерии  ।
ки эффективности изгибаемых двутавровых профилей.
Таблица 3.2.10
Наименования критерия	Формула	Авторы
Показатель выгодности, см4/кг Р - масса профиля; W - момент сопротивления	W Р	Г ермания 1881 г.
Показатель экономичности, см А - площадь профиля;	W А	Михайлов Б.П.
Удельный момент сопротивления	W А3/2	Пацкевич З.Р. 1894 г.
Удельная площадь профиля	А W2/3	Папкович П.Ф. 1931 г.
Комплексный показатель	А 3.3W2/3	Зелятров В.Н. 1950 г.
Отношение фактического W двутавра к условному vA, у которого вся масса в полках v = 0.5/г	W vA	Бельгия 1968 г.
Отношение фактического W к наибольшему Wmax, при К=0.5 и n=h/t=max	W W max	США
Для сжатых профилей основными показателями выступают радиус инерци
i = J— и площадь сечения. При этом рассматривают два критерия: = — и Д2 = —L
	A -JA
Помимо стандартных прокатных профилей, выпускаются сварные и гнуты
профили. Номенклатура выпускаемых профилей все расширяется, а их форма совс|
шенствуется.
Основные виды сортаментов проката, применяемого для мостовых конструю i
приведены далее. Главным видом проката для стальных мостов является листов
прокат.
ЛИСТОВОЙ ПРОКАТ
I ОСТ 19903-74	«Сталь листовая горячекатаная. Сортамент»
СОРТОВОЙ ПРОКАТ
I	Г 103-76 • «Полоса стальная горячекатаная. Сортамент».
I	Г 82-70	«Сталь прокатная широкополосная универсальная. Сортамент».
I	Г 2590-88	«Прокат стальной горячекатаный круглый. Сортамент».
!	Г 2591 -88	«Прокат стальной горячекатаный квадратный. Сортамен!»
3. Материалы и полуфабрикаты
ГОСТ 2879-88 «Прокат стальной горячекатаный шестигранный. Сортамент».
ФАСОННЫЙ ПРОКАТ
ГОСТ 8509-86 ГОСТ 8510-86 ГОСТ 8240-72 ГОСТ 8239-72 ГОСТ 26020-83	«Уголки стальные горячекатаные равнополочные. Сортамент». «Уголки стальные горячекатаные неравнополочные. Сортамент». «Швеллеры стальные горячекатаные. Сортамент». «Двутавры стальные горячекатаные. Сортамент». «Двутавры стальные горячекатаные с параллельными гранями по- лок . Сортамент».
ПРОЧИЙ ЛИСТОВОЙ ПРОКАТ
ГОСТ 8706-78 ГОСТ 8568-77	«Листы сы (ьные просечно-вытяжные». «Лисы сальные с ромбическим и чечевичным рифлением».
ТРУБЫ
ГОСТ 8732-78 ГОСТ 10704-76 ГОСТ 8645-80 ГОСТ 8646-80	«Трубы стальные бесшовные горячедсформированные. Сортамент». «Трубы стальные электросварные прямошовные. Сортамент». «Трубы стальные квадратные. Сортамент». «Трубы стальные прямоугольные. Сортамент».
ХОЛОДНОГНУТЫЕ ПРОФИЛИ
ГОСТ 19771-74 ГОСТ 19772-74 ГОСТ 8278-83 ГОСТ 8281-80 ГОСТ 25577-83	«Уголки стальные гнутые равнополочные. Сортамент». «Уголки стальные гнутые неравнополочные. Сортамент». «Швеллеры стальные гнутые равнополочные. Сортамент». «Швеллеры стальные гнутые неравнополочные. Сортамент». «Профили стальные гнутые замкнутые сварные квадратные и прямоугольные».
ТУ 14-2-341-78	«Профиль для ограждения автомобильных дорог 312*83*4»
СПЕЦИАЛЬНЫЕ ПРОФИЛИ
ГОСТ 21937-76	«Полособульб горячекатаный несимметричный для судостроения. Сортамент».
ТУ 14-1-33-71 ГОСТ 4781-55	«Профили шпунтовые корытные. Л-IV и Л-V». «Профили шпунтовые. Корытный ШК-1. Плоский ШП-1».
ГОСТ 16210-77; ГОСТ 8161-75; ГОСТ 7174:
«Рельсы для железных дорог широкой колеи. ( для Р70; Р65 и Р50)»
Примечание. Помимо сортаментов, в некоторых ГОСТах приведены технические условия. В
этом случае слово «сортамент» в наименовании отсутствует.
3.3.1. ЛИСТОВОЙ ПРОКАТ
Листовой прокат получают путем прокатки на вальцах листа только с двух сто-
рон. Кромки листов не прокатываются.
74
3. Материалы и полуфабрикаты
ГОСТ 19903 «Сталь листовая горячекатаная»
	Стандарт распространяется на листовую горячекатаную сталь
	шириной 500 мм и более, изготавливаемую в листах толщиной от 0.5 до 160 мм и рулонах толщиной 1.2-12 мм. Лисювую сталь подразделяют по точности прокатки: повышенной точно- сти - А, нормальной точности - Б. По точности прокатки: особо
а	высокой плоскостности - ПО; высокой плоскостности - ПВ; улучшенной плоскостности - ПУ; нормальной плоскостности - ПН. По характеру кромки: с необрезной кромкой - НО; с обрез- ной кромкой - О. Для мостовых конструкций применяют прокат
t	нормальной точности прокатки, нормальной плоскостности с обрезной или необрезной кромкой. Толщины проката: 1, 1.5, 1.6, 1.8, 2.5, 2.8, 3, 3.2,3.5, 3.8, 3.9, 4,
	4.5, 5, 6, 7, 8, 9,10, 11,12, 13, 14, 15,16, 17, 18, 19, 20, 21, 22, 25,
	26, 28, 30, 32, 34, 36, 38, 40, 42, 45, 48, 50, 52, 55, 60, 65, 70, 75,
	80, 85, 90, 95, 100, 105, НО, 120, 125, 130, 140, 150 и 160. Выде- ленные толщины наиболее распространены и применимы для мостовых конструкций.
3.3.2. СОРТОВОЙ И ФАСОННЫЙ ПРОКАТ
Разделение проката на сортовой и фасонный производят по следующему при-
знаку. К сортовому прокату относится прокат, у которого касательная в любой точке
периметра поперечного сечения данное сечение не пересекает. К фасонному относится
прокат, у которого касательная хотя бы в одной точке периметра поперечного сечения
чанное сечение пересекает. По форме, размерам и предельным отклонениям прокат
должен соответствовать требованиям следующих ГОСТов.
К СОРТОВОМУ ПРОКАТУ отнесены следующие виды проката: полосовой,
1 глый, квадратный и шестигранный. Полосовой прокат отличается от листового
м, что прокатка на вальцах заготовки полосы выполняется с четырех сторон.
>СТ 103 «Полоса стальная горячекатаная».
Стандарт распространяется на полосы шириной от 12 до 200 мм
и толщиной от 4 до 60 мм.
Номенклатура ширин полос следующая: 11, 12, 14, 16, 18, 20,
Я J 22, 25, 28, 30, 32, 36, 40, 45, 50, 55, 60, 63, 65, 70, 75, 80, 85, 90,
95, 100, 105, 110, 120, 125, 130, 140, 150, 160, 170, 180, 190 и 200
t 4=1 мм. Длины полос: 3-10 м для углеродистой стали обыкновенно-
* * * го качества, низколегированной и фосфористой стали; 2-6 м
для углеродистой качественной и легированной.
Сортамент толщин полос проката: 6, 7,8, 9,10,11,12,14,16, 1 н.
20, 22, 25, 28, 30, 32, 36, 40, 45, 50, 55 и 60.
3. Материалы и полуфабрикаты
ГОСТ 82-70 «Сталь прокатная широкополосная универсальная. Сортамент»				
□		Q		Стандарт распространяется на полосы шириной от 200 до 1050 мм и толщиной от 6 до 60 мм. Номенклатура ширин полос следующая: 200, 210, 220, 240, 250 260, 280, 300, 320, 340, 360, 380, 400, 420, 450, 480, 500, 530, 560, 600, 630, 650, 670, 700, 750, 800, 850, 900, 950, 1000 и 1050. Дли- ны полос: от 5 до 12 м, а по соглашению сторон до 18 м. Сортамент толщин полос проката: 6, 7, 8, 9,10, 11,12,14, 16, 18, 20, 22, 25, 28, 30,32, 36, 40,45, 50, 55 и 60.
ГОСТ 2590 «Сталь горячекатаная круглая. Сортамент»				
				Стандарт распространяется на круг диаметрами от 5 до 250 мм. Сталь изготавливают следующей точности прокатки: А - высо- кой; Б - повышенной; В - обычной. Сталь диаметром до 9 мм поставляют в мотках. Свыше 9 м в прутках длиной: 3-10 м - из углеродистой стали обыкновенного качества и низколегированной стали; 2-6 м - из углеродистой качественной и легированной; 1.5-6 м - из высоколегирован- ной стали.
ГОСТ 2591 «Сталь горячекатаная квадратная»				
	а		м а при а > 50 R = 0.15a	Стандарт распространяется на квадрат со стороной от 5 до 200 мм. Сталь изготавливают следующей точности прокатки: А - высокой; Б - повышенной; В - обычной. Сталь поставляется в прутках длиной: 3-10 м - из углеродистой стали обыкновенного качества и низколегированной стали; 2-6 м - из углеродистой качественной и легированной; 1.5- 6 м - из высоколегированной стали. Прутки со стороной квадра- та свыше 50 мм должны быть с углами, закругленными радиу- сом, не превышающим 0.15 стороны квадрата
ГОСТ 2879 «Прокат стальной горячекатаный шестигранный. Сортамент»			
	а		Стандарт распространяется на прокат стальной шестигранного сечения диаметром вписанного круга «а» от 8 до 100 мм. По точности прокат изготавливают: Б - повышенной; В - обычной. Прокат изготавливают в прутках длиной: от 2 до 6 м и мерной длины до 15 м. Притупление углов проката не должны превы- шать: 1 мм - при а = 8-14 мм; 1.5 мм - при а = 15-25 мм; 2.0 мм - при а = 26-55 мм; 3.0 мм при а более 55 мм.
К ФАСОННОМУ ПРОКАТУ отнесены следующие виды проката: угловой рав-
нополочный, угловой неравнополочный, двутавры, швеллеры, рельсы наземных и под-
весных путей и различные специальные профили.
76
3. Материалы и полуфабрикаты
ГОСТ 8509 «Уголки стальные горячекатаные равнополочные. Сортамент»	
у о>-	Стандарт оговаривает номенклатуру выпускаемых уголков и предельные отклонения размеров. Уголки по точности прокатки
4^4- - -7 4 - l ь .: j	изготавливают: А - высокой точности; В - обычной точности. Сортамент охватывает уголки с размерами 20*20*3 мм до 250*250*30 мм. Уголки изготавливают длиной от 4 до 12 м.
ГОСТ 8510 «Уголки стальные горячекатаные неравнополочные. Сортамент»			
СО	\	X, °Z 1 т| . , « О-l	Стандарт оговаривает номенклатуру выпускаемых уголков и предельные отклонения размеров. Уголки по точности прокатки изготавливают: А - высокой точности; В - обычной точности. Сортамент охватывает уголки с размерами 25*16*3 мм до 200*125*16 мм. Уголки изготавливают длиной от 4 до 12 м.
ГОСТ 8240 «Швеллеры стальные горячекатаные. Сортамент»			
С	zc	N 	1 4 ч	Стандарт оговаривает номенклатуру и предельные отклонения размеров швеллеров с уклоном внутренних граней полок и с па- раллельными гранями полок. Швеллеры по точности прокатки изготавливают : Б - повышенной точности; В - обычной точно- сти. Сортамент охватывает швеллеры с высотой от 50 мм до 400 мм с шириной полок от 32 до 115 мм. Швеллеры изготавли- вают длиной от 4 до 12 м.
ГОСТ 8239 «Двутавры стальные горячекатаные. Сортамент»
ГОСТ 26020 «Двутавры стальные горячекатаные с параллельными гранями полок.
Сортамент»
Двутавры по ГОСТ 8239 по точности прокатки изготавливают:
Б - повышенной точности; В - обычной точности. Сортамент
охватывает двутавры с высотой от 100 мм до 600 мм, с шириной
полок от 55 до 190 мм. Двутавры длиной от 4 до 12 м.
Двутавры ГОСТ 26020 по соотношению размеров и условиям
применения двутавры подразделяются на типы: Б - нормальные
двутавры; Ш - широкополочные двутавры; К - колонные дву-
тавры. Сортамент охватывает двутавры с высотой от 100 мм до
1000 мм с шириной полок от 55 до 400 мм. Двутавры изготавли-
вают длиной от 6 до 24 м.
3.3.3. ПРОЧИЙ ЛИСТОВОЙ ПРОКАТ
ечно-вытяжные листы и листы с рифлением используют только для вспомо-
чсгрукций, таких как смотровые проходы, лестницы и площадки лестниц.
кные листы имеют преимущества перед сплошными за счет большей ше-
: ост । жесткости, но в то же время, они более подвержены коррозии.
3. Материалы и полуфабрикаты
77
ГОСТ 8706 «Листы стальные просечно-вытяжные».
Ширина листа
Листы стальные просечно-вытяжные предназначены для
устройства настилов и для других аналогичных целей. Лис-
ты изготавливают шириной от 500 до 1400 мм и длиной до
6000 мм. Толщина заготовки листа может составлять 4, 5 и
6 мм. Предельная нагрузка на листы зависит от «шага пода-
чи», который может составлять от 6 до 10 мм. Габаритная
толщина листов от 12.7 до 20.8 мм.
Мар- ка листа -	Размеры, мм					Масса 1	2 1 м , кг	Изгибная жесткость ЕЮ4, кг-см2
	Толщина заготов- ки	Подача, Б	Шаг ячеек В	Г аба- ри।пая толщи- на Г	Размер вы- тяжки за каждый ход штамповки А		
406	4	6	90	12,7	10	15,7	88
506	5	6	110	13	12.5	16,4	99
508	5	8	ПО	16.8	12.5	20.9	158
510	5	10	110	20.5	12.5	24.7	214
606	6	6	125	13.4	15	17.3	122
608	6	8	125	17.1	15	21.9	191
610	6	10	125	20.8	15	26	307
ГОСТ 8568 «Листы стальные с ромбическим и чечевичным рифлением»
Ширина листа
Ширина листа

Ч Ч Ч Ч V4' ч
'WW у*
Сечение рифа
>>^С<Ч>'ХХЛ'Л
1АЛ./Х/Х/УХА/
як ч ч ч 4L ч чч ч чч чч
Сечение рифа 21°5(^
Высота рифа
4.5
Б-Б
40
Стандарт распростра-
няется на стальные го-
рячекатаные с односто-
ронним с ромбическим
и чечевичным рифле-
нием листы. Листы ис-
пользуются для устрой-
ства смотровых прохо-
дов, площадок и лест-
ниц. Размеры листов и
массы приведены в
табл. 3.4.3
2.0
Листы С
Листы с чечевичным
Толщина основания, мм 		Высота рифа, мм	Ширина, м		Вес 1м2 листа, кг	Толщина основания, мм	Высота рифа, мм	Ширина, м		Вес 1м2 листа, кг
		min	max				min	max	
2.5	1.0	600	1250	21.6	2.5	2.5	600	1250	22.6
3	1.0	600	1250	25.6	3	2.5	600	1250	26.6
4	1.0	710	1400	33.4	4	2.5	710	1400	34.4
5	1.5	1000	1400	42.3	5	2.5	1000	1400	42.3
6	1.5	1000	1400	50.1	6	2.5	1000	1400	50.1
8	2.0	1000	1400	66.8	8	2.5	1000	1400	65.8
78
3. Материалы и полуфабрикаты
3.3.4. ТРУБЫ
Kp>i 1ые трубы выпускаются многих типов. Для строительных конструкций
ичачно используются следующие два типа труб.
I < >СТ 8732 «Трубы стальные бесшовные горячедеформированные. Сортамент»
1 (>СТ 10704 «Трубы стальные электросварные прямошовные. Сортамент»___
Стандарт охватывает номенклатуру труб наружным диаметром от 20
до 820 мм с толщиной стенки от 2.5 до 75 мм. По длине трубы изго-
тавливаются от 4 до 12.5 м.
Стандарт охватывает номенклатуру труб наружным диаметром от 8 до
1620 мм с толщиной стенки от 0.8 до 20 мм. По длине трубы изготав-
ливаются от 2 до 12 м в зависимости от диаметров
В СНиП допускается применять трубы всех марок сталей для вспомогательных
конструкций. Для основных несущих конструкций, следует отдавать предпочтения
нтколегированной стали 029Г2С. Возможные марки стали для изготовления труб и
их механические характеристики приведены ниже в таблице.
Марки сталей, механические характеристики стальных горячедеформированных
____________труб с нормированными свойствами по ГОСТ 8731___________
Марка стали	Временное со- противление разрыву ов, МПа (кгс/мм2)	Предел теку- чести ат, МПа (кгс/мм2)	Относительное удлинение, %	Твердость по Бринеллю (при толщине стенки более 10 мм)	
	Не менее			Диаметр отпечатка	Число твердости НВ не более
	353 (36)	216(22)	24	5Д	137
	412 (42)	245 (25)	21	4,8	156
	510(52)	294 (30)	17	4,4	187
	588 (60)	323 (33)	14	4,2	207
2С	по согласованию сторон				
2	421 (43)	265 (27)	21	4,3	197
К	431 (44)	-	16	-	-
X	657 (67)	-	9	3,7	' 269
КГСА	686 (70)	-	11		
ХГСА	по согласованию сторон				
ХМ	431 (44)	225 (23)	21		
ХМ А	586 (60)	392 (40)	13		
ХН2	539 (55)	392 (40)	14		
	343 (35)	216(22)	24		
	412 (42)	245 (25)	20		
	490 (50)	273 (28)	17		
। 8645 «Трубы стальные квадратные. Сортамент»
3. Материалы и полуфабрикаты
79
L	s i R<2S ,			Стандарт распространяется на стальные бесшовные горячеде- формированные, холоднотянутые и электросварные прямоуголь- ные трубы. Трубы выпускаются сечением от 10*10*1 мм до 180*180*14 мм. Кроме того, выпускаются трубы специальных размеров от 32*32*4 мм до 65*65*6 мм.
	1			
ГОСТ 8645 «Трубы стальные прямоугольные. Сортамент»		
I s | 	$		CQ *	Стандарт распространяется на стальные бесшовные горячеде- формщт , ,ie д юднотянутые и электросварные прямоуголь- ные ip\	Jpwi.i выпускаются сечением от 15*10*1 мм до ISO* 150 мм Кроме того, выпускаются трубы специальных размеров О1 28*25* 1.5 мм до 230*100*8 мм.
3.3.5. ХОЛОДНОГНУТЫЕ ПРОФИЛИ
ГОСТ 19771 «Уголки стальные гнутые равнополочные. Сортамент»
Стандарт распространяется на стальные гнутые равно-
полочные уголки, изготавливаемые на профилегибоч-
ных станках из холоднокатаной и горячекатаной стали
обыкновенного качества, углеродистой качественной и
низколегированной. Обозначения на рисунке: b - шири-
на полки; s - толщина полки; R - радиус загиба внут-
ренний; i - радиус инерции; хо, Уо - расстояние от цен-
тра тяжести до наружных поверхностей; n = (b-s-R)/s -
отношение расчетного свеса полки к толщине. Мини-
мальное сечение 20*20*1; максимальное - 160*160*14.
Профили изготавливают длиной до 12 м. В ГОСТ вошли
2 сортамента для сталей с временным сопротивлением
до 460 МПа и выше
ГОСТ 25577 «Профили стальные гнутые замкнутые сварные квадратные и прямо-
угольные. Сортамент»
Стандарт распространяется на стальные гнутые замкну-
тые сварные квадратные и прямоугольные профили, из-
готавливаемые на профилегибочных станках из горяче-
катаной стали обыкновенного качества, углеродистой
качественной и низколегированной. Обозначения на ри-
сунке: h - высота; b - ширина; s - толщина швеллера;
R - радиус загиба внутренний; Сечение квадратных труб
от 80*4 до 150*8. сечение прямоугольных труб от
97*80*2 до 230*100*8. Профили изготавливают длиной
до 11.8 м.
80
3. Материалы и полуфабрикаты
ГОСТ 19772 «Уголки стальные гнутые неравнополочные. Сортамент»
Стандарт распространяется на стальные гнутые нсрав-
нополочные уголки, изготавливаемые на профиле| тюч-
ных станках из холоднокатаной и горячекатаной с юли
обыкновенного качества, углеродистой, качественной и
низколегированной. Обозначения на рисунке: В - ши-
рина большей полки; b - ширина меньшей полки; s -
толщина х полки; R - радиус загиба внутренний; I - мо-
мент инерции; i - радиус инерции; xq, уо - расстояние
от центра тяжести до у наружных поверхностей полок;
п, = (B-s-R)/s - отношение расчетного свеса большей
полки к толщине; пл = (b-s-R)/s - отношение расчетного
свеса меньшей полки к толщине. Рис.3.4.14. Минималь-
ное сечение 20*25*1.5; максимальное - 160*125*8.
Профили изготавливают длиной до 12 м. В ГОСТ вошли
2 сортамента для сталей с временным сопротивлением
до 460 МПа и выше.
ГОСТ	8278 «Швеллерь	стальные гнутые равнополочные. Сортамент»
	>	1 Н.	4 ।	Стандарт распространяется на стальные гнутые равно- полочные швеллеры, изготавливаемые на профи лети- бочных станках из холоднокатаной и горячекатаной стали обыкновенного качества, углеродистой качест- венной и низколегированной. Обозначения на рисунке: h - высота стенки; b - ширина полки; s - толщина швел- лера; R - радиус загиба внутренний; I - момент инер- ции; i - радиус инерции; Sx - статический момент полу- X	сечения; х„ - расстояние от центра тяжести до наружной
	/ ' R Хо 1У	поверхности; и = (b-(s+R))/s - отношение расчетного свеса полки к толщине; n = (h-2(s+R))/s - отношение расчетной высоты стенки к толщине. Профили изго- тавливают длиной до 11.8 м. В ГОСТ вошли 2 сорта- мента для сталей углеродистых кипящих или полуспо- койных сталей (минимальная высота сечения 25 мм; максимальная - 410 мм) и углеродистой спокойной и низколегированной (минимальная высота сечения 25 мм; максимальная - 310 мм).
ТУ 14-2-341-78 «Гиутые профили»
Технические условия включает в себя про-
филь для ограждения автомобильных дорог.
Изготавливается из стали СТЗпс и СтЗкп. За-
готовка 470*4 мм. Вес 14.7 кг/м.
» ЗЛ41
3. Материалы и полуфабрикаты
81
ГОСТ 8281 «Швеллеры стальные гнутые неравнополочные. Сортамент»
Стандарт распространяется на стальные гнутые нерав-
нополочные швеллеры, изготавливаемые на профилеги-
бочных станках из холоднокатаной и горячекатаной
стали обыкновенного качества, углеродистой качествен-
ной и низколегированной. Обозначения на рисунке: h -
высота стенки; b - ширина большей полки; t»i - ширина
меньшей полки; s - толщина швеллера; R - радиус заги-
ба внутренний; I - момент инерции; i - радиус инерции;
W - момент сопротивления; Хо - расстояние от центра
тяжести до наружной поверхности стенки; Уо- рас-
сзояние от центра тяжести швеллера до наружной по-
верхности большей полки; n = (b-(s+R))/s - отношение
расчетного свеса меньшей полки к толщине; n= (bi-
(s+R))/s - отношение расчетного свеса большей полки к
толщине; n - (h-2(s+R))/s - отношение расчетной высо-
ты стенки к толщине. Минимальная высота сечения
32 мм; максимальная - 300 мм. Профили изготавливают
длиной до 11.8 м. В ГОСТ вошли 2 сортамента для ста-
лей с временным сопротивлением до 460 МПа и выше.
3.3.6. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ПРОФИЛИ
ГОСТ 21937 «Полособульб горячекатаный несимметричный для судостроения. Сортамент»
ГОСТ 9235 «Полособульб горячекатаный симметричный для судостроения. Сортамент»
ь
ГОСТ 21937 распространяется на прокат исполь-
зуемый для ребер жесткости ортотропных конст-
рукций. Высота полособульба от 50 до 240 мм.
Толщина стенки от 5 до 14 мм. Ширина бульбы от
16 до 54 мм. Длина проката от 4 до 20 м.
ГОСТ 9235 распространяется на прокат, исполь-
зуемый для ребер жесткости ортотропных конст-
рукций. Высота полособульба от 90 до 300 мм.
Толщина стенки от 5 до 12 мм. Ширина бульбы от
31 до 102 мм. Длина проката от 4 до 20 м.
В мостостроении прокат может быть использован
для ребер верхних и нижних ортотропных плит и
стенок стальных пролетных строений.
Современные конструкции модульных деформационных швов предполагают
использование специальных профилей. Такие профили изготавливают за рубежом.
Профили деформационных швов фирмы Maurer, которые изготавливаются в Герма-
нии, следующие.
82
3. Материалы и полуфабрикаты
или для деформационных швов МАУРЕР (производятся в Германии)
40	
	Крайний профиль деформационных швов
к	Maurer - нормативный лист MN 7.1001
	Горячекатаная сталь S355 J2G3 ENV 10025 (St 52.3
	PR по DIN 17100)
t	100	
	
	Промежуточный профиль деформационных швов
	Maurer - нормативный лист MN 7.1002
	Горячекатаная сталь S355 J2G3 ENV 10025 (St 52.3
	PR по DIN 17100)
I—90—,	
1 ЬСЫ
Рельсы для железных дорог широкой колеи. Сорта-
мент, конструкция и размеры рельсов приведены в
ГОСТ 7173, ГОСТ 7174, ГОСТ 8161 и ГОСТ 16210.
Рельсы типа Р75 и Р65 изготавливают из стали по
ГОСТ 8160 типа Р50 из стали по ГОСТ 6944 или по
ГОСТ 16852. Временное сопротивление стали М76 и
М75 не менее 84 кг/мм2. Нормальная длина рельсов
Р75 и Р65 равна 25 м. Допускается изготовление рель-
сов длиной 12.5 м. Рельсовые накладки, подкладки,
болты крепления и прочее приведены в «Указаниях по
устройству и конструкции мостового полотна на же-
лезнодорожных мостах. - М.: Транспорт, 1989».
Основные размеры, мм									Вес, кг/м	Геометрические х-ки, см			
Н	В	ai	а2	ь	d	f	m	И		А	Z2	1х	1у
192	150	55.3	46	75	20	32.3	13.5	15	74.41	8.82	10.38	4489	665
	50	45	35.6	75	18	30	11.2	15	64.72	8.13	9.87	3540	564
	12	42	33	72	16	27	10.5	15	51.67	7.05	8.15	2011	375
3 Материалы и полуфабрикаты
83
Шпунт Ларсен V
332
Шпунты
Шпунт Ларсен IV
292
Залюк шпунта Ларсен V
Замок шпунта Ларсен IV
Шпунт профилей «Ларсен» IV,
V и VII предназначен для соору-
жения ограждений при значи-
тельных глубинах и боковых
давлениях грунта.
Шпунт изготавливают по
ТУ 14-1-33-71 из углеродистой
стали обыкновенного качества и
из стали низколегированной
Профиль	Обозна- чение	Характеристика шпунтин			
		Площадь, см2	Вес, кг/м	Момент инер- ции, см4	Момент сопро- тивления, см3
«ЛАРСЕН»	Л1У	94,3 (236)	74(185)	4600(39600)	405 (2200)
	ЛУ	127,6 (303)	100(238)	6243(50943)	461(2962)
	JIVII	183 (440)	144 (346)	-	(5010)
Корытный	ШК-1	64(140)	50(125)	730(2992)	114(402)
	ШК-2	74(185)	58(145)	2243 (10420)	260 (843)
Плоский	ШП-1	82 (205)	64(160)	332 (961)	' 73 (188.5)
	ШП-2	39(195)	30(130)	80 (482)	28(136)
Цифры перед скобкой приводят характеристику одиночной шпунтины, а в скобках - 1 пог.м
плоской шпунтовой стенки.
Шпунтовые профили типа Ларсен, приведенные ниже, в настоящее время ста-
новятся невыгодными из-за большой металлоемкости. Более легкие и жесткие шпун-
тины могут быть изготовлены как за рубежом, так и на отечественных заводах. Шпун-
тины корытного и плоского профиля имеют в настоящее время ограниченное приме-
нение из-за большого удельного веса и малой жесткости.
3.4. СВАРОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
3.4.1. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ РУЧНОЙ СВАРКИ
Ручная дуговая сварка выполняется металлическими, покрытыми защитной об-
мазкой электродами. Электроды для ручной сварки подразделяются по назначению, по
толщине и составу покрытия, по типу полярности и т.п. Диаметры электродов по
ГОСТ 9466-75 составляют от 1.6 мм до 12 мм. Для сварки мостовых конструкций
применяют электроды с временным сопротивлением 410-490 МПа диаметрами, в ос-
новном 3 и 4 мм (табл. 3.4.1).
Рекомендуемые марки электродов для сварки мостовых конструкций из сталей с
пределом текучести Ryn= 330 - 390 МПа (стали марок 09Г2СД, 15ХСНД и 10ХСНД)
Таблица 3.4.1
Тип шва	Тип электрода по ГОСТ 9467-75	Марка электрода	Сопротивление металла шва, МПа (кг/см2)	
			временное Rm„	срезу Rwf
Угловой, тавровый	Э42А	УОНИ-13/45	410(4200)	180(1850)
	Э46А	УОНИ-13/55К	450 (4600)	200 (2050)
Стыковой	Э50А	УОНИ-13/55	490 (5000)	215(2200)
84
3. Материалы и полуфабрикаты
временное сопротивление металла шва;
расчетное сопротивление металла шва срезу.
3.4.2 М VII РИАЛЫ ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОЙ И ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКОЙ СВАРКИ
Маи-риалы для автоматической и полуавтоматической сварки под слоем флюса
i >матической сварки в среде защитных газов следует назначать по ВСН 169-80
ция по технологии механизированной и ручной сварки при заводском изго-
! стальных конструкций мостов». В табл. 3.4.2-3.4.5 приведены рекомендуе-
|.иериалы для сварки сталей по ГОСТ 6713.
______________________________________________________Таблица 3.4.2
Стыковые соединения							
		Материалы для автоматической сварки под флюсом					
дсс	Марка стали	на флюсовой подушке		с металлохимической присадкой			
*		Сварочная проволока	Флюс	Сварочная проволока	Флюс	Проволока для гранул 2 мм	Химическая добавка
?3	СтЗсп5 СтЗпс5 16Д	Св-08ГА	АН-348-А или ОСЦ-45	Св-08ГА	АН-348-А	Св-08Г а (1.2- 1.6)	NaF
		Св-ЮГА	АН-47				
и	15ХСНД	Св-ЮНМА	АН-22	Св-08ГА	АН-348-А	Св-ЮНМА (2.0)	NaF
		СВ-08ГА1’	АН-348-А				
		Св-10Г2	АН-47				
	10ХСНД 15ХСНД-40	Св-ЮНМА	АН-22	Св-ЮГ2	АН-348-А	Св-ЮНМА (2.0)	NaF
• 40		Св-ЮГ2”	АН-348-А1’				
	15Г2АФДпс 14Г2АФД	Св-ЮНМА	АНК-30 АН-221’	Св-ЮГ2	АНК-30	Св-ЮНМА (2.0)	NaF
Таблица 3.4.3
	Угловые, тавровые и нахлесточные соединения						
t- iacc < 1.1И	Марка стали	Материалы для автоматической сварки под флюсом					
		на флюсовой подушке		с металлохимической присадкой			
		Сварочная проволока	Флюс	Сварочная проволока	Флюс	Проволока для гранул 2 мм	Хими- ческая добавка
<23 . ' < 3 3	СтЗсп5 СтЗпс5 16Д	1 Св-08ГА Св-08А2)	AH-348-A или ОСЦ-45 		1	Св-08ГА	АН-60 АН-348-А3’	Св-08ГА (2.0)	ев Z
	15ХСНД 09Г2СД-12						
2 M0	10ХСНД 15ХСНД-40 15Г2АФДпс 14Г2АФД						
3 Материалы и полуфабрикаты
85
Таблица 3.4.4
Материалы для полуавтоматической сварки в среде углекислого газа
Класс стали	Марка стали	Стыковые соединения		Тавровые и угловые и нахлесточные	
		Сварочная проволока	Флюс	Проволока сплошная	Проволока порошковая
С38/23	СтЗсп5 СтЗпс5 16Д	Св-08Г2С	ПП-АН4 ПП-АН8 ПП-АН9	Св-08Г2С	ПП-АН4 ПП-АН8 ПП-АН9
С46/33	15ХСНД 09Г2СД-12				
С52/40	10ХСНД 15ХСНД-4О 15Г2АФДпс 14Г2АФД		ПП-АН9		ПП-АН9
Таблица 3.4.5
Материалы для полуавтоматической сварки под флюсом						Тип электрода при ручной сварке	
Класс стали	Марка стали	Стыковые		Тавровые и угловые		Стыковых соединения	Тавровых, угловых
		Сварочная проволока	Флюс	Сварочная проволока	Флюс		
С38/23	СтЗсп5 СтЗпс5 16Д	Св-08ГА	АН-348-АМ или ОСЦ-45	и < 00 00 о о ЯЗ 0 о о	АН-348-АМ	Э42 А Э46 А	Э42 А Э42 А
С46/33	15ХСНД 09Г2СД-12	СВ-10Г2	АН-47 или АНК 30			Э46 А Э50 А	Э42 А Э42 А
		Св-ЮНМА	АН-22				
		СВ-О8ГА0	АН-348-А”				
С52/40	10ХСНД 15ХСНД-40	Св-10Г2	АН-47			Э50 А	Э42 А Э46 А
		Св-ЮНМА	АН-22				
		Св-10Г2,)	АН-348-АМ”				
	15Г2АФДпс 14Г2АФД	Св-ЮНМА	АНК-30 АН-221’				
Нормативные и расчетные характеристики металла швов сварных соединений у
угловыми швами приведены в табл. 3.4.6.
Таблица 3.4.6
Тип электрода по ГОСТ 9467	Марка сварочной проволоки по ГОСТ 2246	Нормативное сопротивление R VJun МПа (кг/см2)	Расчетное сопротивление R wf МПа (кг/см2)
Э424’, Э42А Э464), Э46А Э504>, Э50А	Св-08, Св-08А Св-08ГА Св-ЮГА, Св-08Г2С, Св-08Г2СЦ, ПП-АН8, ПП-АНЗ	410(4200) 450 (4600) 490 (5000)	180(1850) 200 (2050) 215 (2200)
Э60	Св-08Г2С5), Св-08Г2СЦ5), Св-ЮНМА, Св-10Г2	590 (6000)	240 (2450)
Э70	Св-10ХГ2СМА, Св-08ХН2ГМЮ	685 (7000)	280 (2850)
Э85	-	835 (8500)	340 (3450)
Ссылки, сделанные в табл. 3.4.2 - 3.4.6.
Эти материалы следует применять только для конструкций обычного исполнения.
2) При катетах до 8 мм;	3) При катетах свыше 8 мм.
4) Рекомендуется использовать только для вспомогательных конструкций.
5) Только для швов с катетом менее 8 мм в конструкциях из стали с пределом текучести
440 МПа и более.
86
3. Материалы и полуфабрикаты
3.5.	МЕТИЗЫ
3.5.1.	ЗАКЛЕПКИ
Заклепки были практически единственными конструктивными для соединения
овых элементов в 19 в. и до середины 20 в. Сварка и высокопрочные болты отсут-
нали.
Заготовка заклепки представляет собой цилиндрический стержень с головкой,
жки заклепок бывают трех типов: а) - полная; б) - потайная; в) - полупотайная
.3.5.1).
а
б	в
Рис.3.5.1
Материалом заклепок служит углеродистая сталь марки Ст2 закл. по ГОСТ 499-41
СтЗ. Для мостов с более прочными сталями конструкций могли применяться заклеп-
п стали 09Г2, или из того же материала, что и склепываемые элементы.
При расчете заклепочных соединений принимается, что расчетным является
метр поставленной заклепки, т.е. диаметр отверстия. Несущая способность закле-
определяется работой на срез и смятие поверхностей пакета, а также на растяже-
во фланцевых соединениях.
Более подробно о заклепочных соединениях см. в главе «Соединения».
3.5.2.	ОБЫЧНЫЕ БОЛТЫ
Рис.3.5.2
Марки сталей и расчетные характеристики болтов при срезе и растяжении в за-
нмости от классов прочности приведены в табл.3.5.1.
3. Материалы и полуфабрикаты
tl
Таблица 3.5.1
Вид изделия	Класс прочно- сти	Марка стали	Расчетное сопротивление болта, МПа (кг/см2)	
			срезу R	растяжению R bt
Болт	4.6	20	150(1500)	170(1700)
	4.8	10, Юкп	160(1600)	160(1600)
	5.6	30,35	190 (1900)	210(2100)
	5.8	10*, Юкп*, 20,20кп, СтЗспЗ, СтЗкпЗ	200 (2000)	200 (2000)
	6.6	35,40,40Г	230 (2300)	250 (2500)
	8.8	35Х, 38ХА, 35**, 45Г	320 (3200)	400 (4000)
	10.9		400 (4000)	500 (5000)
Гайка	4	СтЗкпЗ, СтЗспЗ		
	5	10, Юкп, 20		
	8	20, 20кп, 35, 45		
	10	35Х, 38ХА		
1.	Обычное исполнение Для соединений элементов мостового полотна, перил,
смотровых приспособлений и прочих не несущих элементов применяют стальные
болты нормальной точности по ГОСТ 7798 класса прочности 4.6 по ГОСТ 1759.4 (с
испытаниями по п.п. 6.2 и 6.6) и гайки нормальной точности по ГОСТ 5915-70 классов
прочности 4 и 5 по ГОСТ 1759.5-87 (болты и гайки только из спокойной стали), а так-
же болты и гайки из стали СтЗсп4 по ГОСТ 535-88 по специальным техническим ус-
ловиям.
2.	Северное исполнение Для соединений элементов мостового полотна, перил,
смотровых приспособлений и прочих не несущих элементов применяют стальные
болты нормальной точности по ГОСТ 7798 класса прочности 4.6 по ГОСТ 1759.4 (с
испытаниями по п.п. 6.2 и 6.6) при диаметре менее 22 мм и болты из стали 09Г2 по ТУ
14-1-287-72 по специальным техническим условиям при диаметре равном и более
22 мм; гайки нормальной точности по ГОСТ 5915-70 классов прочности 4 и 5 по ГОСТ
1759.5-87 (болты и гайки только из спокойной стали.
3.5.3.	ВЫСОКОПРОЧНЫЕ БОЛТЫ
Высокопрочные болты по своему внешнему виду отличаются от обычных уве-
личенными размерами головок болтов, гаек и шайб (рис.3.5.3). Болты изготавливаются
обычного «У», и северного исполнения «ХЛ» при температуре менее -40°С.
Их геометрические параметры и механические характеристики нормируются в
следующих ГОСТ:
ГОСТ 22353 “Болты высокопрочные класса точности В. Конструкция
и размеры”;
ГОСТ 22354 “Гайки высокопрочные класса точности В. Конструкция
и размеры”;
ГОСТ 22355 “Шайбы класса точности С к высокопрочным болтам. Конструкция
и размеры”;
ГОСТ 22356 “Болты и гайки высокопрочные и шайбы. Общие технические
условия”.
В табл. 3.6.2 приведены основные размеры (мм) болтов, гаек и шайб для наибо-
лее распространенных диаметров: М22, М24 и М27.
88
3. Материалы и полуфабрикаты
Таблица 3.5.2
	D	S	К	1	b	г	m	d2	s
	39,6	36	15	60-300	50	2-2,5	19	50	6
1	45,2	41	17	65-300	54	2-2,5	22	56	6
1	50,9	46	19	70-300	60	2-2,5	24	66	6
Высокопрочные болты и гайки изготавливаются из легированной конструкци-
и стали, которая после термической обработки имеет временное сопротивление
cnee Ru=l 1000 кг/см2. Термообработка за-
мется в нагреве изготовленных болтов и
ю температуры 840-860 °C, закалки их в
с с последующим отпуском 500-520 °C и
л дении в масле или в воде. Как правило,
мостов применяются болты из стали марки
сслект” по ГОСТ 4543-71 с временным со-
инлением Run=l 1000-13500 кг/см2 и отно-
п.ным удлинением не менее 8%. Для гаек
юзнодорожных и автодорожных мостов се-
ки о исполнения) сталь марки 40Х по ГОСТ
для гаек прочих мостов может использо-
ся сталь марки 35, 40 ГОСТ 1050 и 35Х по
1 4543. Для шайб сталь марок Ст5сп2, Ст5пс2, Ст5Гпс2 по ГОСТ 380 и сталь ма-
35 и 40 по ГОСТ 1050.
Обозначения высокопрочных метизов:
Болт M22-6gx80.110 ХЛ ГОСТ 22353-77 (болт диаметром 22 с допуском на
рическую резьбу 6g длиной 80 мм с пределом прочности НО кг/мм2 северного
плнения)
Гайка М22-6Н.110 ХЛ	ГОСТ 22354-77
Шайба 22	ГОСТ 22355-77
Более подробно о высокопрочных метизах см. в главе «Соединения».
3.5.4.	АНКЕРНЫЕ БОЛТЫ
Для прикрепления элементов несущих конструкций пролетных строений к опо-
рам и пилонам применяют анкерные болты.
Для крепления опорных частей к стальным конструкциям - стальные болты по
'СТ 7798-70 и гайки по ГОСТ 5915-70 из сталей марок 09Г2 по ТУ 14-1-287-72,
111 О9Г2-60 и 295-Ш 09Г2С-61’ по ГОСТ 19281-89, 40Х по ГОСТ 4543-71 по специ-
ным техническим условиям. Для крепления опорных частей к бетонным конструк-
iM - стальные болты по ГОСТ 24379.0-80 и ГОСТ 24379.1-80 из сталей марок 295-
09Г2-6" и 295-Ш 09Г2С-61' по ГОСТ 19289, а также из сталей 09Г2 по ТУ 14-1-287-
и 40Х по ГОСТ 4543-71 по специальным техническим условиям. Гайки по ГОСТ
• 5-70 при диаметре болтов менее 48 и по ГОСТ 10605-72 при диаметре болтов
.пне 48 мм; классов прочности 4 и 5 по ГОСТ 1759.5-87 (только из спокойной ста-
). для болтов из стали марок 295-Ш О9Г2-60 и 295-Ш О9Г2С-60 по ГОСТ 19289, и
к ыссов прочности 10 и 12 для болтов из стали марки 40Х.
” Для обычных (не северных) условий допускается четвертая категория.
3 Материалы и полуфабрикаты
89
ЛИТЕРАТУРА
1.	БИРЮЛЕВ В. В. и др. Проектирование металлических конструкций. - Л.: Стройиз-
дат, 1990.
2.	ЗУБОВ В. Я. Физические основы пластичности и прочности патентированной про-
волоки. Стальные канаты. Т. 2, - К.: Техшка, 1965
3.	КАРТЕР В. И., Металлические противокоррозионные покрытия / Пер. с англ. - Л.:
Судостроение, 1980.
4.	КРАВЧЕНКО П. Е. Усталостная прочность. - М., 1960.
5.	ЛАХТИН Ю. М. Металловедение и термическая обработка. - М.: Металлургия,
1969.
6.	ЛЕЙКИН А. Е., РОДИН Б. И. Материаловедение. - М.: Высшая школа, 1971.
7.	ТИМОШЕНКО С. П. Сопротивление материалов. - М., 1946.
3.	МАТЕРИАЛЫ И ПОЛУФАБРИКАТЫ.......................................36
3.1.	Свойства сталей...................................................................36
3.1.1.	Механические характеристики сталей.	Методы испытаний..........................36
3.1.2.	Основы материаловедения. Строение стали.......................................41
3.1.3.	Термическая обработка сталей..................................................47
3.1.4.	Защитные покрытия сталей......................................................49
3.1.5.	Влияние температуры на механические характеристики стали......................54
3.1.6.	Влияние пластической деформации на свойства стали. Наклеп.....................56
3.1.7.	Разрушение пластичных и хрупких материалов....................................57
3.1.8.	Ползучесть. Релаксация........................................................58
3.1.9.	Концентрация напряжений.......................................................59
3.1.10.	Действие переменных напряжений в металле......................................60
3.2	Стали и стальные изделия...........................................................63
3.2.1.	Обозначение марок сталей и классы прочности...................................64
3.2.2.	Углеродный эквивалент.........................................................65
3.2.3.	Углеродистые стали............................................................65
3.2.4.	Низколегированные стали.......................................................66
3.2.5.	Легированные стали............................................................68
3.2.6.	Углеродистые качественные конструкционные стали...............................69
3.2.7.	Высоколегированные стали......................................................69
3.2.8.	Стальное литье................................................................69
3.2.9.	Поковки.......................................................................71
3.2.10.	Стержневая арматура................'........................................71
3.2.11.	Высокопрочная проволока......................................................72
3.3.	Сортаменты........................................................................72
3.3.1.	Листовой прокат...............................................................34
3.3.2.	Сортовой и фасонный прокат....................................................75
3.3.3.	Прочий листовой прокат........................................................77
3.3.4.	Трубы.........................................................................79
3.3.5.	Холодногнутые профили.........................................................80
3.3.	б. Специальные профили..........................................................82
3.4.	Сварочные материалы...............................................................84
3.4.1 Материалы для ручной сварки....................................................84
3.4.2 Материалы для автоматической и полуавтоматической сварки.......................85
3.5.	Метизы............................................................................87
3.5.1.	Заклепки......................................................................87
3.5.2.	Обычные болты.................................................................87
3.5.3.	Высокопрочные болты...........................................................88
3.5.4.	Анкерные болты................................................................89
Литература..............................................................................90
90
3. Материалы и полуфабрикаты
4.	РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ. НАГРУЗКИ
Сведения, приведенные в этой главе, в основном базируются на проектных по-
тениях проекта СНиП [2] и Eurocode [6-10] и несколько отличаются от положений
i 1иП 2.05.03-84* [1], но не противоречат им.
4.1.	ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ПРОЕКТУ МОСТА
Мост должен быть запроектирован таким образом, чтобы он на протяжении
; оектного срока службы имел соответствующие уровни надежности, и чтобы при
эм его стоимость была минимальной. На протяжении проектного срока службы мост
лжен:
-	оставаться способным выполнять свою основную функцию;
-	выдерживать все воздействия, которые могут возникнуть при его возведении и
эксплуатации.
Конструктивные решения должны учитывать возможность повреждения эле-
нтов моста в результате проектных ошибок, аварий транспорта, человеческих оши-
к при его обслуживании и террористических актах:
-	расчетная схема не должна быть чувствительна к внешним изменениям (напри-
мер, просадкам грунта, изменения температуры вечномерзлых грунтов основа-
ния, изменения уровня вод, и т.п.);
-	конструкция должна быть жизнеспособной, и выполнять свою основную функ-
цию даже при смещении или повреждении одного из ее основных элементов
(например, просадка опоры или разрушение ванты или подвески);
-	если это возможно, расчетная схема должна быть выбрана таким образом, чтобы
избежать мгновенного разрушения (например, разрушение должно происходить
с образованием шарниров, без разрывов);
-	если это возможно, нужно стремиться к заменяемости отдельных элементов, не
объединяя их в единую систему (например, ортотропная плита висячего моста
Акаши не включена в совместную работу с главными фермами и может быть
заменена без особых сложностей).
Обстоятельства, при которых сооружение должно выполнять возлагаемые на
-о функции, должны быть рассмотрены как проектные ситуации. Подобранные про-
е ситуации должны быть достаточно суровыми и предусматривать все обстоя-
|»а. которые могут возникнуть при сооружении и эксплуатации моста. Проект-
in уации могут быть классифицированы как:
к	'повременные ситуации, которые отвечают условиям нормальной эксплуата-
ции моста;
4. Расчетные положения. Нагрузки
<и
-	кратковременные ситуации, которые относятся к временным условиям сущест-
вования конструкции, например, во время ремонта;
-	случайные ситуации, которые отвечают особым условиям существования конст-
рукции, например, во время повреждения ванты;
-	сейсмические ситуации, которые возникают при воздействии землетрясений.
4.1.1. ПРЕДЕЛЬНЫЕ СОСТОЯНИЯ
Мостовые конструкции должны быть запроектированы таким образом, чтобы
выполнялись требования ГОСТ 27751 «Надежность строительных конструкций и ос-
нований. Основные положения по расчету». В ГОСТ дан перечень предельных состоя-
ний, которые разделены на две группы.
Предельные состояния первой группы характеризуются:
(1 а) разрушением любого рода (например, пластичным, хрупким, усталостным);
(1Ь) потерей устойчивости формы, приводящей к полной непригодности к эксплуа-
тации;
(1 с) потерей устойчивости положения;
(Id) переходом в изменяемую систему;
(1е) качественными изменениями конфигурации;
(If) другими явлениями, при которых возникает необходимость прекращения экс-
плуатации (например, чрезмерными деформациями в результате ползучести,
пластичности, сдвига в соединениях, раскрытия трещин, а также образования
трещин).
Предельные состояния второй группы характеризуются:
(2а) достижением предельных деформаций конструкций (например, предельных
прогибов, поворотов) или предельных деформаций основания;
(2Ь) достижением предельных уровней колебаний конструкций или оснований;
(2с) образованием трещин;
(2d) достижением предельных раскрытий трещин или длин трещин;
(1е) потерей устойчивости формы, приводящей к затруднению нормальной эксплуа-
тации;
(If) другими явлениями, при которых возникает необходимость временного ограни-
чения эксплуатации сооружения из-за неприемлемого снижения его срока служ-
бы (например, коррозионные повреждения).
Конкретизированные перечисленные предельные состояния для мостовых кон-
струкций:
Предельные состояния I группы, или аварийное разрушение конструкций:
-	потеря прочности - как для (1а);
-	потеря устойчивости формы - как для (1b);
-	потеря выносливости - как для (1а);
-	потеря устойчивости положения — как для (1с).
Предельные состояния II группы, или усложнение или ограничение нормальной
эксплуатации моста:
-	чрезмерные деформаций конструкции от статических временных нагружений -
как для (2а);
- опасные для конструкции или для людей колебания (к опасным для конструк-
ции относят колебания типа флаттера, галопирование и т.п., к опасным для лю-
дей относят колебания, которые вызывают частоты и ускорения, запрещенные в
санитарных нормах) - как для (2Ь);
92
4. Расчетные положения. Нагрузки
фазование усталостных трещин в не основных элементах - как для (2с);
(явление и чрезмерное раскрытие трещин в железобетоне - как для (2d);
>геря устойчивости формы в не основных элементах - как для (1е).
к-кете «не основными» названы элементы, разрушение которых не приведет к
ию конструкции в целом, а лишь затруднит эксплуатацию моста. Не основной
- это антипод «основного», разрушение которого приведет к полному разрушению,
.цементам в определенных условиях могут быть отнесены элементы плит проезда,
.• связи и т.п. Еврокод к предельным состояниям II группы относит состояние, которое
ся при внезапном выбывании канатного элемента (например, каната в ванте или
л в висячих мостах).
Дискуссионным является вопрос о том, стоит ли относить к предельным состоя-
м II группы такие состояния, которые не имеют прямой количественной оценки в
iciax при проектировании конструкций. Например, появление далее приведенных
скгов сокращают срок службы моста и требуют проведения специальных меро-
ч 1 ий по их устранению:
чрезмерная коррозия элементов;
-	чрезмерные местные пластические деформации второстепенных элементов кон-
струкции (например, продольного ребра ортотропной плиты);
-	чрезмерная вибрация гибких элементов;
-	появление чрезмерной трещины в железобетонной конструкции;
-	разрушение защитного слоя железобетонной конструкции;
-	разрушение покрытия, элементов ограждения, гидроизоляции и т.п.;
-	разрушение элементов деформационных швов.
Оценка хрупкого разрушения стальных конструкций не требуется, если мате-
риалы приняты по мостовым нормам.
4.1.1.1.	МЕТОД РАСЧЕТА ПО ДОПУСКАЕМЫМ НАПРЯЖЕНИЯМ
Метод расчета конструкций по допускаемым напряжениям был основан в 19 в. и
пользуется до сих пор в некоторых странах. Метод основан на сопоставлении дей-
икпцих напряжений, определенных при упругом расчете, в какой либо точке конст-
ш!» с допускаемыми нормальными [<т] или касательными [т] напряжениями. До-
мне напряжения определялись делением номинальных напряжений, получен-
: ш испытаниях материала, на коэффициент запаса к. Коэффициент запаса учи-
следующие обстоятельства.
1	1 гда имеет место некоторая неоднородность характеристик материала, вследст-
чего его механические характеристики, полученные в результате испытаний
паковых образцов, отличаются между собой.
шчина и характер нагрузок, действующих на сооружение, обычно точно не из-
1НЫ.
ультаты расчета являются приближенными, так как в основу вывода расчетных
>мул положен ряд допущений, а усилия находятся в расчетных схемах, которые
кь приближенно отражают характер работы конструкций.
Расчеты выполняются по таким формулам:
г 1
a S р J =	- проверка прочности;
к
S Мк = М <Р = ~~ ~ проверка устойчивости;
4. Расчетные положения. Нагрузки
93
Г 1	rk /d
S l*7!» =	- проверка выносливости,
где <yTO максимальное напряжение в расчетной точке;
<ув номинальные напряжения (текучести или временное сопротивление);
сг^	- критическое напряжение потери устойчивости;
(стл4	- номинальный предел выносливости;
к,кг,кя - коэффициенты запаса по прочности, устойчивости и выносливости;
MWyJ*7! ~ допускаемые напряжения по прочности, устойчивости и выносли-
вости, получаемые делением номинальных значений на коэффициенты запаса.
Недостаток метода - в его основе лежит гипотеза идеально упругого тела, для
которого линейный закон сохраняется до момента разрушения конструкции, что не
всегда справедливо. Метод расчета по допускаемым напряжениям несомненно обеспе-
чивает прочность конструкции, однако во многих случаях создает непомерные запасы.
При расчете по допускаемым напряжениям опасным, или предельным, состоянием
конструкции считается такое состояние, при котором наибольшее местное напряжение
достигает опасного значения - предела текучести (в случае пластичного материала)
или временного сопротивления (в случае хрупкого материала). Напряженное состоя-
ние всего остального материала сечения не принимается в расчет. Общепринятые ко-
эффициенты запаса приведены в табл. 4.1.
Таблица 4.1
Вид нагрузки	Характер мате- риала	Коэффициенты запаса			
		по пределу текучести	по временному сопротивлению	по устойчи- вости	по выносли- вости
		кТ	кв	кУ	к„
Статическая	сталь пластичная	1.4-1.6	2.4-2.6	1.8-3.0	
	сталь хрупкая	-	2.5-5.0		-
Динамическая	сталь пластичная	2.0	-	-	-
Циклическая	сталь пластичная	-	-	-	2.0-5.0
Этот метод до недавнего времени применялся в мостовых нормах США, назы-
ваемых AASHTO - (American Association of State Highway Officials) - американское
общество дорожных администраторов. Первая редакция новых мостовых норм
AASHTO LRFD, в которых положен метод расчета по предельным состояниям, вышла
только в 1996 году. Аббревиатура LRFD (Load and Resistance Factor Design) можно
перевести как, Проектные коэффициенты нагрузок и сопротивлений - соответствуют
нашему понятию «Расчетов по предельным состояниям».
4.1.1.2.	МЕТОД РАСЧЕТА ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ
4.1.1.2.1.	НАДЕЖНОСТЬ КОНСТРУКЦИИ И ВЕРОЯТНОСТЬ ОТКАЗА
Основы расчета строительных конструкций по разрушающим нагрузкам, кото-
рые сопоставлялись с предельными, были разработаны в СССР в 1932-1938 гг. В
1955 году были изданы «Строительные Нормы и Правила», в которых нормировался
расчет строительных конструкций с точки зрения достижения предельных состояний,
т.е. таких, при которых сооружение теряет свою несущую способность и не в силах
сопротивляться внешним воздействиям или перестает удовлетворять предъявляемым
требованиям.
94
4. Расчетные положения. Нагрузки
R приложении A ENV 1991-1:1994 даны основы метода частных коэффициен-
и нашем переводе звучит, как метод предельных состояний, примененных для
дедующих глав ЕВРОКОДА,
иобая конструкция теоретически несет в себе опасность разрушения, Абсолют-
опасности не существует. Поэтому расчеты, выполняемые по критерию надеж-
лосят вероятностный характер. Зависимость между уровнем надежности и ве-
гыо отказа (вероятности достижения предельного состояния) дается в ENV
кием
/>=Ф(-Д),	(4.1)
/’, - вероятность достижения конструкцией предельного состояния;
р - характеристика безопасности;
Ф - функция распределения, использующая нормальный закон.
Требования к надежности различны не только для конструкций разных типов,
я разных предельных состояний. Например, вероятность достижения предель-
стояния, при котором утрачивается равновесие конструкции, должна быть мно-
ше, чем вероятность достижения предельного состояния по прогибам. Нужно
ь, что достижение более высокого уровня надежности ведет к удорожанию
. рукции. Взаимосвязь между характеристикой безопасности р и вероятностью
-> аза Pf приведена в табл. 4.2.
Таблица 4.2
р,	101	10’2	10’3	кг4	КГ5	КГ6	10’7
р	1.3	2.3	3.1	3.7	4.2	4.7	5.2
Характеристика безопасности показывает границы доверительного интервала
юления функции случайной величины, в котором отказ невозможен. Значения
гости отказа могут быть получены из табличных значений функции нормально-
ределения
Ф(х)=^—£« 2 fife.	(4.2)
Подставляя вместо х значения /3, можно определить вероятность отказа (с од-
«роны графика функции Ф(х): для усилий - это максимальные значения, а для
ивлений - это минимальные значения). Величина р указывает на число стаи-
переменной величины, между которыми заключен доверительный интервал,
рт распределения случайной величины является среднеквадратическим откло-
। переменной величины от ее среднего значения и вычисляется по формуле
а =	,	(4.3)
,	п-1
с 1 андарт, или среднее квадратическое отклонение переменной величины;
днее арифметическое значение переменной величины;
ое значение переменной величины;
пичество проб (испытаний).
4. Расчетные положения. Нагрузки
Таблица 4.3
р	1.5	1.64	2.5	3.0	3.8
Вероятность отказа /у = 1/2-ф(/3)	0.0668	0.0505	0.00621	0.0014	0.00007
Надежность	0.9332	0.9495	0.99379	0.9987	0.99993
На рис.4.1 изображены графики функции Ф(х) воздействий и сопротивлений.
Средние значения воздейс i вий Ё и сопротивлений R выделены на графике.
В расчетах по предельным состояниям условие прочности будет выполнено в
том случае, если существует некий запас Z > 0. Из графика видно, что
(Ё + Д-ст£)-(Л-Дстл)=2.	(4.4)
Определить точно уровень допустимого риска и назначить величину индекса
надеж нос in Д не представляется возможным. Эти значения могут быть определены
приближенно, основаны на опыте построенных и успешно функционирующих соору-
жении. на оценке норм, по которым были построены такие сооружения, и конечно на
здравом смысле. Оценить количественно оптимальный “допустимый риск” также
не идя, (лк как помимо экономических оценок, следует оценивать возможные челове-
ческие жср!вы и моральный ущерб.
Еврокод предлагает характеристики безопасности для выполняемых расчетов,
приведенные в табл. 4.4.
Таблица 4.4
Предельные состояния	Индекс надежности /3 (над чертой) Вероятность отказа Pf (под чертой)	
	Целевая характеристика безопасности на весь срок службы	Целевая характеристика безопасности на срок 1 год
Расчеты по предельным состояни- ям I группы, кроме расчетов вы- носливости	3.8 0.00007	4.7 0.000001
Расчеты выносливости	1,5-3.8 ° 0.0668 - 0.00007	-
Расчеты по предельным состояни- ям II группы	1,5 0.0668	3.0 0.001
индекс надежности зависит от характера усталостного разрушения, ответственности эле-
мента, возможности осмотра трещины и ее ремонта.
96
4. Расчетные положения. Нагрузки
Ветчина возможного отказа 0.00001 соответствует названию «приемлемый
„о । шссификации рисков [4]:
не < пустимый риск - значение свыше 10-4
жсс 1 кий контроль риска - значения от 10л до 10'5
приемлемый риск - значение менее 10’5
Такие классификации естественно носят условный характер. И разные с i раны
ходят к этой проблеме по-разному. Например, в Нидерландах принято, что макси-
1.НО приемлемый риск соответствует вероятности гибели одного человека в течение
н о года и это соответствует вероятности отказа 10‘6.
4.1.1.2.2.	ВЕРОЯТНОСТНЫЙ ХАРАКТЕР КОЭФФИЦИЕНТОВ НАДЕЖНОСТИ
Каждое предельное состояние конструкции описывается неравенством, в кото-
его левая часть - это значение обобщенного усилия (функция нагрузки)^ (на-
кения, деформации, и т.д.), а правая часть - обобщенное сопротивление сечения
акция сопротивления) Я,(напряжения, деформации, и т.д.).
Ed<Rd-	(4.5)
Суть этого неравенства заключается в том, что наибольшее (с заданной вероят-
1ью) усилие не должно превысить наименьшую (с заданной вероятностью) несу-
э способность сечения.
Вероятностный характер функции нагрузки Ed определяется неопределенностя-
ири оценке собственного веса, внешних воздействий, их сочетаний, принятых до-
(сний при выполнении и расчетов и т.п.
Вероятностный характер функции сопротивления Rd определяется неопреде-
юстями при оценке свойств материала, геометрических характеристик сечений,
очностями в моделях и т.п.
Ed = E{Fin,Fd2l...advad2,...0dl,0d2},	(4-6)
Rd = R{fdt’fd2>--adi'ad2>--Rdi’Rd2}’	(4-7)
• и- Е - усилие;
R - сопротивление;
F - воздействие;
f - характеристики материала;
а - геометрические характеристики;
в - неопределенность модели.
Коэффициенты надежности у (или частные коэффициенты в зарубежных нор-
1 учитывают возможные отклонения случайной величины от ее значения представ-
ши в нормах.
Так, при оценке воздействий
Edd = Frep i  yf i ,
Frepj ~ представленное в нормах значение i-ro воздействия;
- коэффициент надежности (частный коэффициент), который учитывает
.южные неблагоприятные отклонения i-ro воздействия, неопределенности в моде-
эвании воздействия и неопределенности в модели воздействия.
При оценке геометрических характеристик, их расчетные величины ad, как пра-
<», принимаются равными номинальным значениям длот, т.е.
ad = апот 
4. Расчетные положения. Нагрузки
97
<Ц1
В то’ 1учае, если отклонения в геометрических характеристиках следует
ТЬ. "	,=а«'Гв-
Т тда существуют ошибки при составлении расчетных схем, несмотря на
по i . нее время схемы становятся все точнее за счет программ, реализующих
>д h Например, нельзя точно оценить распределение напряжений в болтовом
Ошен>;и, учесть сварочные напряжения и т.п.
При оценке расчетных сопротивлений Rd, помимо перечисленных коэффициен-
на геометрическую неопределенность в оценке работы модели, следует вводить
коэффициент надежности по материалу.
D
,	(4.8)
7т
где ут - коэффициент надежности по материалу.
Значения перечисленных коэффициентов надежности количественно связаны с
коэффициентами вариации зависимостью (4.9). К~ коэффициент, как правило = 1.0.
Для болтовых соединений величина в знаменателе (коэффициент однородности) в
/МУ к2
формуле (4.9) имеет вид 1-—, где п - число болтов в соединении.
л/И
Коэффициент вариации равен отношению стандарта переменной величины к
среднему арифметическому ее значению:
К = -.	(4.10)
х
4.1.1.2.3. ХАРАКТЕРИСТИКА ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ
Предельное состояние по прочности для стальной конструкции нельзя описать
однозначно. Стальная конструкция может разрушиться в результате наступления теку-
чести во всем сечении элемента или только в отдельной его части, вследствие потери
устойчивости одного элемента, или от общей потери устойчивости. К предельному со-
стоянию также относят состояние усталостного разрушения. Многообразие сечений
стальных элементов (стержневых и плитных, открытых и замкнутых, толстостенных и
тонкостенных, соединений на сварке, пальцах, болтах разного вида и т.п.) требуют ин-
дивидуальных подходов к расчету каждого из них. При расчетах прочности, сопостав-
ляются предельные для сечений усилия с действующими усилиями. Для различных
типов сечений принципы определения предельных усилий разные. Для одних сечений
допускается образование пластических шарниров, а для других сечений предельные
напряжения ограничивают значениями ниже предела текучести. В европейских и аме-
риканских нормах сечения элементов разделены на классы (в евро-нормах 4 класса, в
американских 3 класса). 1 класс поперечного сечения элемента допускает образование
пластического шарнира, а последний класс - требует редуцировать сечение за счет ме-
стной потери устойчивости частей элемента. Другими словами, предельные состояния
для сечения стального элемента при одном виде расчетов (например, расчеты прочно-
сти при изгибе) отличаются между собой.
Возможные индексы надежности и соответствующие им вероятности безотказ-
ной работы, для основных расчетов стальных конструкций, могут быть такими, как
указано в табл. 4.5.
98
4. Расчетные положения. Нагрузки
Таблица
Вид расчетов	Индекс надежности /3	Вероятность безо казной работы V,
11а устойчивость положения	4.0	0.9997
На прочность (по M,N,Q)	3.0	0.998
1 la местную устойчивость	3.0	0.998
11а выносливость	2.0	0.98
По общим деформациям	1.64	0.95
На деформации при колебаниях	1.64	0.95
11 В действующем СНиП 2.05.03-84* для расчета прочности фрикционных соединений
И П> индекс надежности /3 принят равным 2.
2> В табл. 4.5 отсутствует разделение элементов по ответственности, на «основные» и
основные». Очевидно, что нельзя назначать один индекс надежности к элементам, имею-
> разную ответственность. В нормах США введено несколько иное понятие: redundant и
dundant, что можно перевести как избыточный и неизбыточный. К избыточным могут
I. отнесены элементы, разрушение которых не приведет к общему разрушению конструк-
моста. Например, главная балка в пролетном строении с двумя балками имеет большую
тственность, чем балка, в пролетном строении из 10 балок. Такой подход может быть по-
1ым, но требует дифференцированного назначения индекса надежности, что усложнит
•етные подходы.
Таблица 4.6
'	Вид расчетов	Индекс надежности /3	Вероятность безот- казной работы Uf
На устойчивость положения	4.0	0.9997
На прочность (по M,N,Q)	3.0	0.998
На местную устойчивость	3.0	0.998
На выносливость	2.0	0.98
По общим деформациям	1.64	0.95
На продольную трещиностойкость	1.64	0.95
На поперечную трещиностойкость	1.28	0.9
i [редельное состояние железобетонной конструкции по прочности, предшест-
разрушению наступает тогда, когда балка сильно и необратимо деформирует-
крывается большим количеством трещин. В качестве предельного момента по
:ги принят внутренний момент, создаваемый растянутой арматурой, напряже-
оторой равно текучести, и сжатым бетоном с прямоугольной эпюрой с напря-
ч равным некой условной величине. В растянутой зоне бетон полностью вы-
из работы, а величина раскрытия трещин при этом не контролируется.
Многообразие предельных состояний железобетонных конструкций, и соответ-
ие им уровни надежности для различных расчетов приведены в табл. 4.6, кото-
|роена по данным книги [3].
4. Расчетные положения. Нагрузки
99
4.1.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВНУТРЕННИХ УСИЛИЙ
Усилия и деформации конструкции в общем случае должны быть определены на
основании линейных, упругих расчетов системы с использованием эффективных по-
перечных сечений ее элементов. Под эффективными сечениями подразумевается та-
кие, которые учитывает реальную жесткость сечения, как функцию неравномерности
распределения напряжений.
Геометрическую нелинейность, как правило, учитывают при расчетах мостов с
канатными элементами, и во всех случаях, когда ее неучет приводит к ошибкам, боль-
шим 5%.
Пластический анализ должен быть применен только там, где появление текуче-
сти допускаеня. При этом для упрощения расчетов, возможно использовать билиней-
ную зависимое I к I), или альтернативную зависимость 2), рис.4.1.2.
4.1.3. ПРОЕКТНЫЙ СРОК СЛУЖБЫ МОСТА
Проектный срок службы сооружения трактуется по-разному в проекте Eurocode
ENV 1991-1 и в проекте нового российского СНиП, редакции 2001 года. В действую-
щем в настоящее время СНиП 2.05.03-84* понятие срок службы отсутствует.
В проекте Eurocode, проектный срок службы формулируется как предвиденный
период, на протяжении которого сооружение должно быть использовано по назначе-
нию без существенного ремонта, при условии его надлежащего содержания. Этот срок
для мостов определен в 100 лет, если компетентная власть страны, где строится мост,
не решит иначе.
В проекте СНиП срок службы сформулирован, как календарная продолжитель-
ность от начала эксплуатации мостового сооружения или ее возобновление после ре-
конструкции или ремонта, до перехода в предельное состояние. Срок службы норми-
руется для отдельных элементов моста. Помимо срока службы, в проекте СНиП введе-
но понятие, работоспособное состояние - или состояние объекта, при котором значе-
ние всех параметров, характеризующих способность к выполнению заданных функ-
ций, соответствуют требованиям проекта. Последнее понятие, работоспособное со-
стояние, не несет четкой смысловой нагрузки и не поддается количественной оценке.
Скорее всего, это понятие будет изъято из последующих редакций норм.
100
4. Расчетные положения. Нагрузки
4.2. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
Ниже приведены выдержки из глав российских [1] и европейских норм [5 J, [8],
[9] касающиеся нагрузок на автодорожные мосты.
4.2.1. НАГРУЗКИ ПО ПРОЕКТУ СНИП
Нагрузки, приведенные в проекте российского СНиП на мосты редакции 2001
года, очевидно, войдут без существенных изменений в окончательную редакцию
СНиП. Ниже приведены лишь выдержки из проекта СНиП, касающихся новых нагру-
зок от автотранспорта.
Основным изменением, по сравнению с действующим СНиП 2.05.03-84, явля-
ется увеличение подвижной вертикальной нагрузки для автодорожных мостов, при-
мерно, на 30%. Других существенных изменений не произошло. К недостаткам главы
проекта СНиП следует отнести старый подход к нагрузкам для расчета выносливости.
4.2.1.1. ОБЩИЕ УКАЗАНИЯ
Конструкции мостов и труб следует рассчитывать на нагрузки и воздействия,
приведенные в табл. 4.7.
Таблица 4.7
Номер нагрузки (воздействия)	Нагрузки и воздействия
А. ПОСТОЯННЫЕ	
Ш	Собственный вес конструкций
2П	Воздействие предварительного напряжения (в том числе регулирования усилий).
ЗП	Воздействие усадки и ползучести бетона
4П	Давление грунта от веса насыпи
5П	Гидростатическое давление
6П	Воздействие осадки грунта
7П	Воздействие изменения температурного режима вечномерзлых грунтов
Б. ВРЕМЕННЫЕ НАГРУЗКИ	
От подвижного состава и пешеходов	
1	Подвижные вертикальные нагрузки
2	Давление грунта от подвижного состава
3	Горизонтальная поперечная нагрузка от центробежной силы
4	Горизонтальные поперечные удары подвижного состава
5	Горизонтальная продольная нагрузка от торможения или силы тяги
Природные и техногенные нагрузки и воздействия	
6	Ветровая нагрузка
7	Ледовая нагрузка
8	Нагрузка от навала судов
9	Температурные климатические воздействия
10	Воздействие морозного пучения грунта
11	Технологические нагрузки при строительстве
12	Сейсмические нагрузки
13	Трение и сопротивление сдвигу в опорных частях
14	Нагрузки от эксплуатационных обустройств
Нс личины нагрузок и воздействий для расчета конструкций по всем группам
х состояний принимают согласно табл. 4.7 с коэффициентами надежности
е для соответствующих нормативных нагрузок и воздействий и динамиче-
Ффициентами 1 + ц или 1 + 0,7 для временных вертикальных нагрузок.
4. Расчетные положения. Нагрузки
101
Таблица 4.8
Группа предельного состояния	Вид расчета	Вводимый коэффициент	
		ко всем нагруз- кам, кроме подвижной вертикальной	к подвижной вертикальной нагрузке *
I	А. Все расчеты, кроме перечисленных в подпунктах Б - Г	Yf	Yf', 1+Д
	Б. На вынослиность		Yf = \ 1 + 0,7 д
II	В. И гойчиности положения Г. I очетания, включающие сейсмическую наг; \ Вес । лечеты, включая расчеты по образова- нию и раскрытию трещин в железобетоне	Yf Yf** Yf~^	^*** Yf yf=\
* Во всех не оговоренных случаях (кроме нагрузки от кранов по п. 5.3.41) динамический коэффици-
ент стетует принимать 1+д = 1.
** ( си, ми н ские нагрузки следует принимать yf = 1.
*** к порожнему составу железных дорог и метрополитена следует принимать уу = 1
4.2 1.2. ПОСТОЯННЫЕ НАГРУЗКИ
Постоянные нагрузки содержат все возможные нагрузки от собственного веса
элементов пролетного строения, коммуникаций, обустройств и постоянных смотровых
приспособлений.
Коэффициенты надежности по нагрузке для постоянных нагрузок и воздейст-
вий приведены в табл. 4.9. При этом на всех загружаемых нагрузкой участках значения
yf для каждой из нагрузок необходимо принимать одинаковыми во всех случаях, за ис-
ключением расчетов по устойчивости положения и при строительстве, в которых yf
для разных участков принимается разными.
Таблица 4.9
Нагрузки и воздействия	Коэффициенты надежности по нагрузке, yf
1	2
Все нагрузки и воздействия, кроме указанных ниже в данной таблице	1,1 (0,9)
Вес мостового полотна с ездой на балласте под железную дорогу, а также пути метрополитена и трамвая	1,3 (0,9)
Вес балластового мостового полотна под трамвайные пути на бетонных и железобетонных плитах	1,2 (0,9)
Вес выравнивающего, изоляционного и защитного слоев автодорожных и городских мостов	1,3 (0,9)
Вес покрытия ездового полотна и тротуаров автодорожных и покрытия проезжей части пешеходных мостов	1,5 (0,9)
Вес покрытия ездового полотна и тротуаров автодорожных и покрытия проезжей части городских мостов	2,0 (0,9)
Вес деревянных конструкций в мостах	1,2 (0,9)
Горизонтальное давление грунта от веса насыпи на опоры мостов (включая устои):	1,4 (0,7)
Горизонтальное давление грунта от веса насыпи на звенья труб	1,3 (0,8)
102
4 Расчетные положения. Нагрузки
Окончен
1	
Воздействия преднапряжения (регулирования усилий) при контроле только по деформациям	1,2
Совместное воздействие усадки и ползучести бетона и преднапряжения (регулирования усилий)	1,1 (0.9)
Воздействие осадки грунта	1,5 (0,5)
Примечание: Значения уг в скобках следует принимать в случаях, когда при этом сочетании
нагрузок создается более невыгодное воздействие на элементы конструкции.
4.2.1.3.	ВРЕМЕННЫЕ НАГРУЗКИ ОТ АВТОТРАНСПОРТА И ПЕШЕХОДОВ
4.2.1.З.1.	ТИПЫ И ВЕЛИЧИНЫ НАГРУЗОК
Далее приведены лишь нагрузки от автомобилей и пешеходов. Рельсовые на-
i рузки (железнодорожные от поездов метрополитена и трамвая) остаются без измене-
ний, как в СНиП 2.05.03-84.
Загружения мостовых сооружений временными нагрузками от подвижного со-
пава и пешеходов должны создавать в рассчитываемых элементах наиболее неблаго-
приятные усилия и деформации.
Нормативную временную вертикальную нагрузку от автотранспортных средств
на автомобильных дорогах общего пользования, сельскохозяйственных предприятий,
на улицах и дорогах городов, поселков и сельских населенных пунктов независимо от
формы собственности следует принимать с учетом перспективы в виде схем АК и НК
1 класс нагрузки), исходя из следующих возможных эксплуатационных ситуаций:
случай 1 - нормальное движение по мосту автотранспорта общего пользования и
еходов без каких-либо ограничений;
случай 2 - временное стеснение габарита автопроезда (вследствие ремонта или
шстки покрытия, дорожно-транспортного происшествия и т.п.);
случай 3 - пропуск по мосту специальных автотранспортных средств, весовые па-
етры которых выходят за границы, определенные для весовых параметров авто-
юпорта общего пользования.
4.2.1.3.1.1.	НАГРУЗКА АК
Применительно к случаям 1 и 2 нормативная нагрузка принимается в виде полос
 Аильной нагрузки АК (рис. 4.2), каждая из которых содержат одну двухосную
/ с давлением на ось, равным ЮК (кН) (кроме случая определения опорного
а в неразрезной балке, где должны быть установлены на каждую полосу 2 те-
создающие наибольший опорный момент) и равномерно распределенную на-
штенсивностью - К (кН/м) (на обе колеи), где К - класс нагрузки.
Рис.4.2. Схема нагрузки АК
се нагрузки в кН
4. Расчетные положения. Нагрузки
103
Класс нагрузки К следует принимать равным 14 для всех мостовых сооружений,
кроме деревянных и расположенных в рекреационных и природоохранных зонах горо-
дов, для которых класс нагрузки надлежит принимать равным 11.
При загружении полосами нагрузки АК в случае 1 должны быть выполнены сле-
дующие условия:
-	число полос нагрузки, размещаемой на мосту, не должно превышать установ-
ленного числа полос движения;
-	полосы нагрузки АК размещаются в пределах проезжей части (не включающей
полосы безопасности) вдоль направления движения на расстоянии не менее
1,5 м от оси полосы нагрузки до края проезжей части;
-	расстояния между осями смежных полос нагрузки должны быть не менее 3,0 м;
-	нагрузкой А К загружаются также трамвайные пути, расположенные на необо-
собленном полотне;
-	если на мосту предусмотрена разделительная полоса шириной 3 м и более без
ограждений, то при загружении моста временными вертикальными нагрузками
следует учитывать возможность использования в перспективе разделительной
полосы для движения.
Применительно к случаю 2 нормативная нагрузка представляется в виде двух
полос нагрузки АК, размещаемых в невыгодном положении по всей ширине ездового
полотна (включая полосы безопасности).
При этом оси крайних полос нагрузки АК должны быть расположены не ближе
1,5 м от ограждения.
При расчетах конструкций на выносливость и по предельным состояниям вто-
рой группы следует рассматривать только случай 1.
4.2.1.3.1.2.	НАГРУЗКА НК
Применительно к случаю 3 нормативная нагрузка представляется в виде оди-
ночной (при отсутствии на мосту других подвижных нагрузок) четырехосной нагруз-
ки НК (рис. 4.3) весом 72К (кН) с давлением на ось - 18 К (кН), где К - класс нагруз-
ки. Кроме того, проводится расчет конструкций на воздействие сдвоенных нагрузок
НК, устанавливаемых на расстоянии 12 м между последней осью передней и первой
осью задней нагрузок, с введением к ним общего понижающего коэффициента - 0.75.
Нагрузку НК следует располагать вдоль направления движения в пределах про-
езжей части (вне полос безопасности) в наиболее невыгодном положении.
Нагрузку НК не учитывают совместно с временной нагрузкой на тротуарах, с
сейсмическими нагрузками, а также при расчетах конструкций на выносливость и при
определении прогибов.
Нагрузка НК
К - класс нагрузки в кН
Рис.4.3. Схема нагрузки НК
104
4. Расчетные положения. Нагрузки
Сдвоенные нагрузки НК не учитывают при расчетах по предельным состояниям
;ч)й группы.
Во всех расчетах для элементов или отдельных конструкций мостов, восприни-
|цих временную нагрузку с полос движения, нагрузку с одной полосы движения
:ует принимать с коэффициентом 5, = 1,0. С остальных полос нагрузки АК прини-
г с коэффициентами равными: 1.0 - для тележек и 0,6 - для равномерно рас-
тленной нагрузки.
Нормативную горизонтальную поперечную нагрузку от ударов транспорта неза-
1мо от числа путей или полос движения на мосту следует принимать от автомо-
ьной нагрузки АК - в виде равномерно распределенной нагрузки, равной 0.4К кН/м
сосредоточенной силы, равной 6 К кН, приложенных в уровне верха покрытия
г гжей части, где К - класс нагрузки АК.
Нормативную горизонтальную продольную нагрузку от торможения или сил тя-
юдвижного состава следует принимать с каждого пути или полосы, равной 50% от
юмерно распределенной части нагрузки АК, но не менее 8К кН и не более 25К кН;
4 2.1.3.1.3. НАГРУЗКА ОТ ПЕШЕХОДОВ
Нормативную временную нагрузку для пешеходных мостов и для тротуаров
следует принимать в следующем виде:
I.	Вертикальной равномерно распределенной нагрузки:
а)	на пешеходные мосты и на тротуары автодорожных и городских мостов -
4 кПа;
б)	на тротуары автодорожных мостов (с другими действующими нагрузками) -
2 кПа.
2.	Равномерно распределенной вертикальной и горизонтальной нагрузки, учиты-
ваемой при отсутствии других нагрузок при расчете перил городских мостов -
1 кН/м.
3.	Сосредоточенных давлений, учитываемых при отсутствии других нагрузок:
а)	вертикального - при расчете элементов тротуаров городских мостов - 10 кН с
площадкой распределения от колеса автомобиля 0.15-0.1 м, прочих мостов -
3,5 кН;
б)	вертикального или горизонтального при расчете перил мостов -1.3 кН.
4.2.1.3.2.	ДИНАМИЧЕСКИЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ
Динамические коэффициенты 1 + д к нагрузкам от подвижного состава желез-
, автомобильных и городских дорог следует принимать по табл. 4.10.
Таблица 4.10
Нагрузка и рассчитываемый элемент моста	Динамический коэффициент 1 + д
Тележка АК	
[ля элементов проезжей части	1.4
[ля прочих элементов (кроме основных элементов подвесных мостов)	1.3
(ля элементов главных ферм (балок) и пилонов висячих и вантовых мостов	1.6
(ля элементов деформационных швов	2.0
определенная нагрузка АК - для всех элементов моста	1.0
 и пузка НК - для всех элементов моста	1.0
узка от пешеходов - для всех элементов моста	1.0
юитальные нагрузки - для всех элементов моста	1.0
4. Расчетные положения. Нагрузки
105
При расчете мостов на выносливость динамическую добавку и, полученную по
выше приведенным формулам (включая ограничения), следует умножать на 0,7.
4.2.1.3.3.	КОЭФФИЦИЕНТЫ НАДЕЖНОСТИ
Коэффициенты надежности по нагрузке к временным подвижным нагрузкам
и воздействиям следует принимать по табл. 4.11:
Таблица 4.11
№ п/п	Нагрузка и рассчитываемый элемент моста	Коэффициент надежности Г/
1	Тележка Л1 , вызывающая наибольшее воздействие	1.5
2	Распределенная полосовая нагрузка АК и прочие тележки АК	1.15
3	Нагрузка НК	1.1
4	Распределенная нагрузка для пешеходных мостов, тротуаров и перил	1.4
5	Распределенная нагрузка для тротуаров, при учете других нагру- зок	1.2
6	Нагрузка на служебные проходы	1.1
7	Нагрузка на ограждения проезжей части	1.0
4.2.1.4. ПРИРОДНЫЕ И ТЕХНОГЕННЫЕ НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
4.2.1.4.1. ПЕРЕЧЕНЬ ВОЗДЕЙСТВИЙ
К прочим, отнесены нагрузки воздействия от ветра, давления льда, навала судов,
температуры, морозного пучения грунта, трения в опорных частях, эксплуатационных
обустройств. Там где это требуется, конструкция должна быть проверена на сейсмиче-
ское воздействие. Помимо этого, конструкция должна быть проверена на воздействие
строительных нагрузок.
4.2.1.4.2. КОЭФФИЦИЕНТЫ НАДЕЖНОСТИ
Коэффициенты надежности по нагрузке у f к прочим временным нагрузкам и
воздействиям, приведенным в табл. 4.12:
Таблица 4.12
Прочие временные нагрузки и воздействия	Коэффициент надежности yf
Ветровые нагрузки: при эксплуатации моста при строительстве Ледовая нагрузка Нагрузка от навала судов Температурно-климатические деформации и воздействия Воздействие морозного пучения грунта Воздействие сопротивления от трения в подвижных опорных частях Нагрузки от эксплуатационных обустройств	1.4 1.0 1.2 1.2 1,2 1.3 по тексту 1.3 (0.7)
4.2.1.5. СОЧЕТАНИЯ НАГРУЗОК И ВОЗДЕЙСТВИЙ
При воздействии на конструкции мостовых сооружений двух или нескольких
временных нагрузок уменьшение вероятности одновременного достижения ими наи-
более неблагоприятных для конструкции значений учитывается введением коэффици-
106
4. Расчетные положения. Нагрузки
сотов сочетаний ц. Возможные сочетания временных нагрузок рассматриваются в со-
ответствии с табл. 4.13.
Таблица 4.13
омер рузки	Нагрузки и воздействия	Номер нагрузки, ие учитываемой в сочета- нии с данной нагрузкой
Б. Временные нагрузки		
От подвижного состава и пешеходов		
1	Вертикальные нагрузки	10,11
2	Давление грунта от подвижного состава	10,11,12
3	Горизонтальная поперечная нагрузка от центробеж-	4,10,11
4	НОЙ силы	
5	Горизонтальные поперечные удары подвижного со-	3,5,6,10,11,12
	става	
	Горизонтальная продольная нагрузка	4,7,8,10,11
Природные и техногенные нагрузки и воздействия		
6	Ветровая нагрузка	4,8,12
7	Ледовая "	5,8
8	Нагрузка от навала судов	5,6,7,9-13
9	Температурные климатические воздействия	8,12
10	Воздействие морозного пучения грунта	1-5,7,8,12
11	Технологические нагрузки при строительстве	1-5,8,12
12	Сейсмические "	7-11, 14
13	Трение и сопротивление сдвигу в опорных частях	4, 6-11
14	Нагрузки от эксплуатационных обустройств	-
Расчеты на выносливость производят на сочетания, в которых кроме постоянных нагру-
и воздействий входят временные нагрузки № 1-3, при этом вертикальную нагрузку от
исходов на тротуарах с вертикальной нагрузкой от подвижного состава совместно уни-
зать не следует.
Расчеты по предельным состояниям II группы следует производить только на сочетания
рузок и воздействий постоянных, № 1-3,9,10. При этом в расчетах железобетонных кон-
>укций по трещиностойкости также надлежит учитывать нагрузку № 5, а при расчете го-
юнтальных перемещений верха опор - нагрузки № 4-7.
Коэффициенты сочетания к постоянным нагрузкам и воздействиям не вводятся.
Коэффициент сочетания р следует принимать:
* при учете действия только одной из временных нагрузок = 1.0
- при учете действия двух или более временных нагрузок - к нагрузке, оказываю-
щей наибольшее влияние = 0.8, к остальным = 0.7.
При этом сравниваются воздействия от нормативных значений нагрузок.
К нагрузке № 6 во всех случаях сочетания с нагрузкой № 1 коэффициент т? сле-
: принимать = 0.35 (для автомобилей и трамвая).
При учете нагрузки № 12 совместно с нагрузкой № 1 и ей сопутствующими ко-
<енты г/ следует принимать к нагрузке № 12 равным 0.8, а к остальным времен-
грузкам автодорожных мостов 0.5.
4. Расчетные положения. Нагрузки
107
4.2.2. НАГРУЗКИ ПО ПРОЕКТУ EUROCODE
Нагрузки, в проекте Eurocode [5-8] превышают по своей величине нагрузки, ко-
торые предусмотрены проектом СНиП [2].
4.2.2.1.	НАГРУЗКИ ОТ СОБСТВЕННОГО ВЕСА
Нагрузки от собственно веса несущих конструкций моста могут быть вычисле-
ны с достаточной достоверностью. Эти нагрузки, как правило, являются неизменными
на всем периоде службы моста. При определении собственного веса не несущих кон-
струкций моста следует принимать в расчет возможность изменения их веса в процес-
се эксплуатации и ремонтов моста. К таким нагрузкам следует отнести в первую оче-
редь нагрузки от слоев покрытия проезжей части и тротуаров
Номинальное изменение толщины всех слоев покрытия, включая возможное
увеличение при переустройстве, должно быть оценено как -20% и +40%.
4.2.2.2.	НАГРУЗКИ ОТ ТРАНСПОРТА
Нагрузки от автомобильного, рельсового транспорта и от пешеходов приведены
в [4]. Принцип нагружения мостов связан с делением на полосы проезжей части. Для
расчетов прочности и устойчивости стальных элементов моста применена основная
грузовая модель 1 (LM1).
4.2.2.2.1.	ДЕЛЕНИЕ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ НА ОТДЕЛЬНЫЕ ПОЛОСЫ
Ширины W, отдельных полос на проезжей части моста и наибольшее возможное
их целое (не дробное) число щ приведено в табл. 4.14
Таблица 4.14
Ширина проезжей части W, м	Число полос	Ширина полосы, м	Остающаяся ширина
W<5.4	щ= 1	3	W-3
5,4<=W<6.0	П[= 2	W/2	0
6.0 <= W	Int(W/3) °	3	W = 3-щ
° В формуле введено английское сокращение Int от слова “Integral” - “целый”, указывающее
на то, что число полос движения не может быть дробным. Например, для проезжей части шириной
11 м, число полос движения будет равно щ = lnt(W/3) 11/3 = 3,67 = 3 м, а оставшаяся ширина равна
J1 - 3 * 3 = 2 м.
Для различных ширин проезжей части, число полос движения определенное в
соответствии с принципами, используемыми в табл. 4.9, будет равно:
1	полоса при	W<5.4m;
2	полосы	при 5.4 <= W < 9 м;
3	полосы	при 9 <= W < 12 м.
Где проезжая часть плиты моста физически состоит из двух разделенных цен-
тральной разделительной частью, то следует если иначе не сказано, различать:
-	вся проезжая часть, включая обочины или полосы безопасности, разделена за-
крепленным барьером безопасности;
-	проезжая часть с центральной разделительной полосой поделена на полосы и
снабжена демонтируемым барьером безопасности либо другой разделительной
системой.
108
4. Расчетные положения. Нагрузки
4.2.2.2.2.	РАЗМЕЩЕНИЕ И НУМЕРАЦИЯ ПОЛОС ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
Размещение и нумерация полос определяется в соответствии со следующими
правилами:
(I)	Расположение полос движения на проезжей части необязательно должно быть с
фиксированной нумерацией.
(2)	Для каждой индивидуальной расчетной проверки (например, при проверке попереч-
ного сечения по прочности от действия изгибающего момента) количество полос, их
нумерация и размещение нагрузок выбирается таким образом, чтобы воздействие от
грузовых моделей было бы наиболее неблагоприятным.
В) Для некоторых моделей, при расчетах выносливости, размещение и нумерация по-
лос может быть определена для отдельных проектов в соответствии с фактически
ожидаемыми условиями автодвижения.
И) Полоса, оказывающая наиболее неблагоприятное воздействие для проверяемого се-
чения (элемента), нумеруется номером 1; полоса, оказывающая второй по значимо-
сти эффект - полоса номер 2 и т.д.
(5)	Если проезжая часть состоит из двух раздельных частей, размещенных на одной
плите (на одном пролетном строении), нумерация полос будет единая для всей про-
езжей части. Отсюда - даже при разделении проезжей части разных направлений
существует только одна полоса № 1.
(f>) Если проезжие части размещены на двух раздельных плитах (пролетных строениях),
то каждая рассматривается независимо, и при этом используется раздельная нуме-
рация для каждой плиты. При этом, если два пролетных строения оперты на одну
опору и/или устой, то в этом случае для опор и устоев принята общая нумерация по-
лос для двух частей моста — есть только одна полоса № 1.
•оса Ns 1 - дает наиболее небла-
риятный эффект: Полоса, даю-
। второй по значению неблаго-
ятный эффект, обозначена
юсой №2 и т.д. На рис. 4.4 по-
ан пример нумерации полос в
аболее общем случае.
Отдельная полоса Net
Отдельная полоса №2
Оставшаяся (свободная полоса)
Оставшаяся (свободная полоса)
Оставшаяся (свободная полоса)
Рис.4.4
4.2.2.2.3.	ПРИМЕНЕНИЕ ГРУЗОВЫХ МОДЕЛЕЙ НА ОТДЕЛЬНЫХ ПОЛОСАХ
Для каждой индивидуальной проверки грузовые модели нагрузок на каждой от-
плои полосе используются независимо от других. Их расположение должно созда-
I ь в рассчитываемых элементах наибольшие усилия, наибольшие перемещения (де-
• щии). Оставшиеся площади проезжей части (кроме полос) также могут загру-
<.
Различные грузовые модели нагрузок могут быть (по желанию заказчика) ском»
щюваны вместе с моделями пешеходных и велосипедных нагрузок.
4. Расчетные положения. Нагрузки
1W
4.2.2.2.4.	ВЕРТИКАЛЬНЫЕ НАГРУЗКИ - РАСЧЕТНЫЕ ЗНАЧЕНИЯ
4.2.2.2.4.1.	ОБЩИЕ И ЧАСТНЫЕ ПРОЕКТНЫЕ СИТУАЦИИ
Грузовые модели для вертикальных нагрузок представлены в следующих транс-
портных случаях:
а) Грузовая модель 1.
щади нагрузки, KOTopi
ковых автомашин. Эз г
б) Грузовая модель 2.
редоточенные и равномерно распределенные по пло-
митируют воздействия на сооружение грузовых и лег-
1ель предназначена для общих и местных проверок,
л ночная осевая нагрузка с определенными контактны-
ми отпечатками автомооильных шин, включающая в себя динамические воздей-
ствия на короткие конструктивные элементы. Эта модель рассматривается от-
дельно и предназначена исключительно для местных проверок.
в)	Грузовая модель 3. Отдельные грузовые оси, представляющие специальные
колесные нагрузки (например, промышленный транспорт, который должен пе-
ремещаться по дорогам, предназначенным для пропуска сверхнормативных на-
грузок). Эта модель используется только по требованию заказчика, для выпол-
нения общих и местных проверок.
г)	Грузовая модель 4. Нагрузка от толпы. Эта модель применяется только по
требованию заказчика. Она предназначена для общих проверок.
Нагрузка от толпы применяется по требованию заказчика для мостов, располо-
женных в городах, так как ее воздействие не охвачено грузовой моделью № 1.
Грузовые модели 1 и 2 предназначены для постоянных эксплуатационных си-
туаций и при проведении ремонтных работ; грузовые модели 3 и 4 - для некоторых
краткосрочных проектных ситуаций.
4.2.2.2.4.2.	ГЛАВНЫЕ СИСТЕМЫ НАГРУЗОК. ГРУЗОВАЯ МОДЕЛЬ 1
Главная система нагрузок состоит из двух независимых нагрузок, тележки (тан-
дема) и равномерно распределенной по площади:
Двухосная тележка (тандем TS-CT), с давлением на обе оси aQQK, QK - на-
грузка на ось тандема, кН; aQ - поправочный коэффициент (при отсутствии каких ли-
бо ограничений = 1.0). Коэффициент может быть принят компетентной властью от-
личным от единицы при соответствующем обосновании.
Только один тандем может быть установлен на полосе. Давление на каждую ось
тандема одинаково и равно 0.5 aeQK. Контактные отпечатки колес 0.4 0.4 м. Расстоя-
ние между осями вдоль моста 1.2 м.
Равномерно распределенная нагрузка (UPL-PPH), с давлением aqqK на м2, и раз-
мерностью кН/м2, где qK - нагрузка на ось тандема, кН; aq - поправочный коэффици-
ент (при отсутствии каких либо ограничений = 1.0).
Грузовая модель 1 должна устанавливаться на каждой отдельной полосе и на
оставшейся площади. На полосе № 1 величина нагрузки принимается равной aQjQiK
для тандема и aqiqIK - для распределенной (см. табл. 4.10). Оставшиеся площади загру-
жаются также нагрузкой aqjqiK.
Если не оговорено иначе, то увеличение нагрузки за счет динамики включено в
значения QiK и qiK. Значения QjK и q.K приведены в табл. 4.15.
110
4. Расчетные положения. Нагрузки
Таблиц ! 4.15
Установка нагрузки	Нагрузка на ось тандема QiK, кН	Распределенная нагрх <ка по площади qlK, к! 1 м'
юса 1	300	9
.2	200	2.5
13	100	2.5
.;полосы	0	2.5
пиеся площади	0	2.5
детали загружения грузовой моделью 1 показаны на рис. 4.5. Положение поло-
которой устанавливается максимальная нагрузка, должно быть выбрано на ос-
ui опыта или пространственных расчетов.
Общие и местные воздействия можно оценивать раздельно, если нет возражений
ичика. Тогда общие воздействия могут быть определены так.
Рис. 4.5
Заменой второго и третьего тандема одним, с осевым давлением, равным
(200 а  Q2 + 100а Q3) кН
Для пролетов длиной свыше 10 м, путем замены каждого тандема на каждой по-
дноосевой сосредоточенной нагрузкой с давлением, равным суммарному давле-
иух осей тандема. При этом одиночные давления составляют:
юсе 1 600 a Q, кН; на полосе 2 400 a-Q2кН; на полосе 3 200 акН.
' 3. КОЭФФИЦИЕНТЫ НАДЕЖНОСТИ К НАГРУЗКАМ ДЛЯ АВТОДОРОЖНЫХ МОС I < >
। проверок прочности, частичные коэффициенты (коэффициенты над*
|редельных состояний проектных ситуаций (постоянных, кратковремен
х) приведены в табл. 4.16. Значения коэффициентов, заключенные в и
рамку, говорят о том, что они могут быть изменены компетентной вл
роится мост.
>янным воздействиям отнесены нагрузки от собственного веса
1ьных конструкций, нагрузки от давления грунта, подземной и с ।
4. Расчетные положения. Нагрузки
При проверке статического равновесия конструкции и в некоторых других слу-
чаях благоприятные и неблагоприятные части постоянных действий должны быть рас-
смотрены как индивидуальные действия и, если иначе не определено, неблагоприят-
ные и благоприятные части должны быть связаны коэффициентами соответственно:
rGw= 105иус/я/=0.95.
Таблица 4.16
Частные коэффициенты (коэффициенты надежности по нагрузке), у				
Воздействия	Обозначения	Ситуация		
		Постоянная или кратковременная		Случайная
Постоянные воздействия: - неблагоприятные - благоприятные	YGsud Ydnf		L35l Гоо)	1.35 1.00
Преднапряжеиие	7р		Еоо|	
Регулирование	YGset		Еоо|	
Воздействие транспорта - ие благоприятные - благоприятные	YGset			т
Прочие переменные воздействия - неблагоприятные - благоприятные	7q			
Случайные воздействия	7q			
Нагрузка для расчета выносливости представлена в главе «Выносливость».
4.2.2.З.1. V КОЭФФИЦИЕНТЫ ДЛЯ АВТОДОРОЖНЫХ МОСТОВ
Если иначе не определено, у коэффициенты сочетания нагрузок для автодорож-
ных мостов приведены в табл. 4.17.
Таблица 4.17
Воздействие	Обозначение	Wo	wi1’	Wf	y/2
ТРАНСПОРТНАЯ НАГРУЗКА	grl (LM1)	TS (LM1)2’ UDL3) (LM2) Одна ось gr2 Горизонтальная сила gr3 Пешеходы gr4 (LM4) gr5 (LM3)	[0.75] [0.40] [0] [0] [0] [0] [0]	[0.80] [0.80] [0.80] [0] [0.80] [0.80] 1.00	[0.75] [0.40] [0.75] [0] [0] [0] [0]	[0] [0]2) [0] [0] [0] [0] [0]
ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ СИЛЫ		[0]	[0]	[0]	[0]
ВЕТРОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ4)	Fwk или FWn	[0.3]	[0.60]	[0.50]	[0]
	F*w	[1.0]			
ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ (см. 1.5.1)	Тк	[0]5)	[0.80]	[0.60]	[0.50]
Обозначения;
TS	- Tandem System - система тандемов;
LM - Load Model - грузовая модель;
UDL - Uniformly Distributed Load - равномерно распределенная нагрузка;
Fwk, Fw„ - воздействия ветра расчетное и нормативное соответственно;
F*w - сила, при скорости ветра 23м/с на уровне проезжей части.
’’ i//t - это коэффициент (// предназначен для определения случайных ситуаций.
112
4. Расчетные положения. Нагрузки
(фицигпты Vi> i/r,, цг2 для нагружения grl применяются к транспортным нагрузкам, принятым
•фннг 1ми ае,,а9,,а9Г иравными единице. А значение 1/г2, отличное от нуля может быть
тиомерно распределенной нагрузки UDL грузовой модели LM1 только для мостов, на
одит интенсивное непрерывное движение.
ы для UDL применимы не только к распределенной части LM1, но также к уменьшен-
ии нагрузкам.
не ветра рассматривается как доминирующее действие (то есть представляется значе-
। Fwn), коэффициент Vo для grl должен быть принят равным нулю. В том случае, если
|ранспорта рассматривается как доминирующее действие, действие ветра принимается
< м l 'w , при этом толщина балки при определении площади действия ветра увеличивается
ровня проезжей части.
коэффициента V может быть принято равным 0.6
р.шила загружении грузовой модели для расчета выносливости приведена в
Выносливость».
i ? 2 Е2. у КОЭФФИЦИЕНТЫ ДЛЯ ПЕШЕХОДНЫХ МОСТОВ
I кшеходные мосты делятся на две категории.
Мосты, на которых пешеход или велосипедист не защищен, или не полностью
цищен от всех типов плохой погоды;
Мосты, на которых пешеходы полностью защищены.
йствие групп грузов, вертикальных и горизонтальных, может быть рассмот-
честно, в соответствии с табл. 4.18.
Таблица 4.18
hi нагрузки		Вертикальные силы		Г оризонтальные силы
юма нагрузок		Распределенные на- грузки	Обслуживающий экипаж	
.1	grl	Fk	0	Fk
		sZ		0	Fk	Fk
^центрированный груз Qfwk должен быть рассмотрен отдельно.
I» пешеходных мостов, ветер и тепловые воздействия не должны быть приня-
имание как одновременные. Для первой категории пешеходных мостов дви-
шсходов не совместимо с ветром или снегом. Для второй категории мостов
пользоваться значениями 1/ табл. 4.19.
Таблица 4.19
к'йсгвие	Обозначение	Vo	v'"	Vi	i/г.
1К 1РТНАЯ l’V3KA	grl Qfwk gr2	[0.40] 0 [0]	[0.80] [0] [1.00]	[0.40] [0] [0]	[0] 0 [0]
1’ОВЫЕ ЙС1ВИЯ г А ГУРНЫЕ И( твия	Fwk или FWo Тк	[0]2) [0]3)	[0.60] [0.80]	[0.50] [0.60]	[0]
					[0.50]
• о коэффициент цг предназначен для определения случайных ситуаций'
। доминирующее действие происходит от температуры, значение должно быть
но на 0.3.
।л ченне может быть принято равным 0.6.
111РАТУРА
1 2 (15,03-84* Мосты и Трубы. - М.: Госстрой России, 1998.
ы и трубы. Проектирование, строительство и приемка в эксплуатацию. 2-я ред. - М.:
|Х»Й России, 2001.
4. Расчетные положения. Нагрузки
113
3.	Иосилевский Л. И. Практические методы управления надежностью железобетонных мос-
тов. - М.: НИЦ «Инженер», 2001.
4.	Перельмутер А. В. Избранные проблемы надежности и безопасности строительных конст-
рукций. - К.: Изд-во УкрНИИпроектстальконструкция, 2000.
5.	ENV 1991-1 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 1: Basis of design.
6.	ENV 1991-1 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 1: Basis of design,
Annex A (informative).
7.	ENV 1991-2-1 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 2-1: Densities, self-
weight and imposed loads.
8.	ENV 1991-3 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 3: Traffic loade on
bridges.
9.	ENV 1993-1 EUROCODE 3: Desing of steel structures. Part 1-1: General rules and rules for
buildings.
10.	ENV 1992-2 EUROCODE 3: Desing of steel structures. Part 2: Steel Bridges.
11.	ENV 1991-3 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 3: Traffic loade on
bridges. Annex C. Basis of disign - supplementary clauses to ENV 1991-1 for road bridges.
12.	ENV 1991-3 EUROCODE 1: Basis of design and action on structures. Part 3: Traffic loade on
bridges. Annex D. Basis of disign - supplementary clauses to ENV 1991-1 for footbridges.
4.	РАСЧЕТНЫЕ I1ОЛ0ЖЕНИЯ. НАГРУЗКИ............................................................ 91
4.1.	OCHOHIII.II ll'l ШАНИЯ к ПРОЕКТУ МОСТА................................................... 91
4.1.1	<><• н.ныесостояния............................................................  92
4/.// Xlcmio расчета no допускаемым напряжениям..........................................93
4.1.1 W, m<><) расчета no предельным состояниям..........................................94
4 1,!.' I Надежность конструкции и вероятность отказа....................................94
4 1,1.' .' II,.рчктностный характер коэффициентов надежности.............................97
4 / 1 ? >' Характеристика предельных состояний...........................................98
' ’ < »./•<•<>< • юние внутренних усилий...............................................100
//>ч ч ктным срок службы моста.....................................................100
4.2.	Н	’ВОЗДЕЙСТВИЯ................................................................... 101
[гузки по проекту СН иП........................................................ 101
бщие указания.................................................................. 101
остоянные нагрузки..............................................................102
чеменные нагрузки от автотранспорта и пешеходов.................................103
Типы и величины нагрузок........................................................103
! Нагрузка АК.................................................................. 103
2. Нагрузка НК..................................................................104
3. Нагрузка от пешеходов........................................................105
Динамические коэффициенты.......................................................105
Коэффициенты надежности.........................................................106
Природные и техногенные нагрузки и воздействия..................................106
Перечень воздействий........................................................... 106
Коэффициенты надежности.........................................................106
< 'очетания нагрузок и воздействий.....................................................106
4.2	грузки по проекту Eurocode......................................................108
4.2..	/ !агрузки от собственного веса..................................................108
4.2.2	2. Нагрузки от транспорта.......................................................108
4.2.2.2.1.	Деление проезжей части на отдельные полосы...................................108
4.2.2.2.2.	Размещение и нумерация полос для проектирования..............................109
4.2.2.2.3.	Применение грузовых моделей на отдельных полосах..............................109
4.2.2.2.4.	Вертикальные нагрузки - расчетные значения....................................110
4.2.2.2.4.1.	Общие и частные проектные ситуации..........................................110
4.2.2.2.4.2.	Главные системы нагрузок. Грузовая модель 1................................110
4.2.2.3. Коэффициенты надежности к нагрузкам для автодорожных мостов.....................111
4.2.2.3.1.	х/f коэффициенты для автодорожных мостов......................................112
4.2.2.3.2.	цгкоэффициенты для пешеходных мостов..........................................113
Литература ....................................................................................113
114
4. Расчетные положения. Нагрузки
5.	РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ
Расчеты прочности и устойчивости, выполняемые для интегральной оценки пре-
дельного состояния конструкции, предполагают оперировать в общем случае не напря-
жениями в ее отдельных местах, а усилиями в расчетных ее сечениях. Для этого систе-
ма на определенном этапе расчетов должна быть рассмотрена как стержневая.
В то же время, расчетные схемы, которые позволят достоверно оценить напря-
женное состояние моста, должны быть пространственными и, как правило, описывать-
ся плитными конечными элементами. Из плитных конечных элементов есть возмож-
ность создать детальные расчетные схемы, которые приближаются к реальным конст-
рукциям. Переход от объемных пространственных схем к более простым стержневым
схемам реализуется за счет введения ряда коэффициентов, которые позволяют уточ-
нить результаты расчета стержневых схем.
Следует иметь ввиду, что в подавляющем большинстве случаев не удается опре-
делить интересующие усилия в элементах и сечениях моста в одном цикле загружений
при работе с одной расчетной схемой. Как правило, итоговое напряженно-деформиро-
ванное состояние моста определяется после серии расчетов с многими расчетными
схемами, описывающими, как мост в целом (плоская и пространственные схемы), так
и его фрагменты. В результате этих расчетов появляется возможность уточнить напря-
женно-деформированное состояние элементов, назначить величины регулирования и
оценить реализуемость намеченного монтажа.
5.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ЭЛЕМЕНТАХ МОСТА
Основные несущие конструкции стального моста, такие как балка жесткости
пролетного строения, пилоны в мостах подвесных систем, арки в арочных мостах и
т.п. в настоящее время формируют из ортотропных плит, образовывая сложные прост-
ранственные конструкции. Как отмечено выше, элементы со столь разнообразными по-
перечными сечениями в итоговых расчетах должны быть представлены стержнями, в
сечениях которых действуют внутренние усилия: нормальная сила N, изгибающий
момент Мв, крутящий момент Мт и поперечная сила Q.
5.1.1.	СТЕРЖНЕВАЯ РАСЧЕТНАЯ СХЕМА
Стержневая схема моста может быть описана в современных программе I».
комплексах реализующих МКЭ пространственными стержнями. Каждый с
описывающий элемент моста, характеризуется набором геометрических пар
5 Расчеты прочности и устойчивости
I 1
8*
так, как показано на рис. 5.1.1. При этом стержень может описывать достаточно
сложную конструкцию, например такую, как поперечное сечение балки жесткости
моста, изображенное на рис. 5.1.2.
Для пространственного стержня следует определить следующие жесткости:
ЕА - осевая жесткость;
Ely - изгибная жесткость относительно оси Y;
EIZ - изгибная жесткость относительно оси Z;
GIT - жесткость при свободном кручении;
GAY - сдвиговая жесткость по Y;
GAZ-сдвиговая жесткость по Z.
Рис. 5.1.1. Пространственный стержень
Степени
свободы
концов
Z
их
UY
UZ
Жесткоспшые
характеристики
стержня
ЁА
ы;
Ж
gi7
ga;
ga:
Поперечное сечение коробчатой балки жесткости стального современного моста
состоит из ортотропных плит проезжей части и тротуаров, нижних ортотропных плит
и ортотропных плит стенок балки. Плиты образуют рамную конструкцию и
подкреплены связями, например, так, как показано на рис. 5.1.2.
Рис. 5.1.2. Поперечное сечение балки жесткости
Вычисление осевой жесткости, изгибных и срезных характеристик такого сече-
ния не должно вызвать особых затруднений у проектировщика. Для вычисления жест-
кости при кручении лучше воспользоваться вспомогательной пространственной схе-
мой. Для этого нужно создать пространственный фрагмент балки, в котором ортотроп-
ные плиты должны быть описаны плитными конечными элементами, а поперечные
балки и связи стержневыми элементами. Длина фрагмента должна составлять не менее
3 ширин балки, т.е., в нашем случае около 60 м. На одном конце фрагмента балки
116
5 Расчеты прочности и устойчивости
нужно наложить связи по всем направлениям (защемить), а ко второму концу следует
приложить единичный крутящий момент, например 1000 тм. Найденный в результате
расчета угол поворота (р позволит найти жесткость GIT по зависимостям
GIT = Мг L (если угол в радианах);	(5.1.1)
<Р
MT L18Q.	.	.. , „
GIT = —г------(если угол в градусах).	(5.1.2)
(рп
Если нет возможности выполнить пространственные расчеты и определить угол
поворота, можно воспользоваться приближенной формулой, которая дает несколько
завышенную жесткость:
г ds
•>7
где 5, и - длина и толщина i -той пластинки;
f - площадь замкнутого контура, образованного коробкой.
Стержневыми элементами можно описать и иные элементы пролетного строе-
ния, такие как пилоны, арки и стойки арочного пролетного строения и др., т.е. весь
мост.
На рис. 5.1.3 изображена одна из расчетных стержневых схем вантового пролет-
ного строения моста через Днепр в Запорожье. Ванты моста отписаны также стержня-
ми, с линейной зависимостью между напряжениями и деформациями (учет их нели-
нейной работы на стадии эксплуатации уточняет результаты на 1.6-2.0 %).
5.1.2.	ПОСТРОЕНИЕ ОГИБАЮЩИХ ЭПЮР N, М И Q
Огибающие эпюры основных усилий в балке жесткости (в пилоне, в опорах, п
вантах) должны быть построены от нормативных и расчетных воздействий,
дого расчетного сечения, при заданном экстремальном значении одного из ,
5 Расчеты прочности и устойчивости
щих усилий А, М или Q нужно определить соответствующие значения прочих уси-
лий. Другими словами для одного сечения должны быть получены шесть значений:
	и соответствующие	Мн	Q;
Amin	и соответствующие	Мн Q;	
	и соответствующие	N и	Q;
Мтт	и соответствующие	N и	Q;
	и соответствующие	А и	м;
Qmin	и соответствующие	N и	м.
Кроме этого, в некоторых случаях могут интересовать перемещения: линейные,
относительно трех осей и три угла поворота.
Как правило, для многих проектных случаев допустимо использовать лишь
экстремальные значения усилий, что приводит к некоторым запасам.
Усилия и перемещения в элементах и сечениях должны быть получены путем
загружения coo i не i ствующих линий (поверхностей) влияния постоянными и
временными нлружами. Напряженное состояние от усилий регулирования может
быть определено огдельно и просуммировано с постоянными нагрузками.
Итоговые результаты удобно свести в таблицу, форма которой может быть
произвольной. Например, форма табл. 5.1.1 позволяет определить экстремальные
усилия для построения огибающих эпюр.
Таблица 5.1.1
№ элем	Не узле	Фкгар	Сумарные постоянные			Временные нагрузки				Суммарное нагружение			
			Нормепш	Расчетные		Нормативные с 2/Зц		Расчетные		Нормативные с 2/Зц		Расчетные	
				мах	min	мах	min	мах	min	мах	min	мах	min
		.Ж....		-13686	-18530	336	-4820	106	-5022	-15358	-20514	-13580	*23552
10	17	N	•15030	-15600	-17850	-2210	-6250	-2673	-8125	-17240	-21280	-18473	•25975
		°		«13	736	745	410	205	533	266.5	1023	818	1269	1012
В табл. 5.1.1 вначале указывается номер элемента и номер узла. В графе суммар-
ные постоянные нагрузки включены нагрузки от действия собственного веса, от уси-
лий регулирования. К временным, могут быть отнесены нагрузки, вызванные ползуче-
стью, если это явление имеет место. Нормативные нагрузки с динамическим коэффи-
циентом 1+0.7/i требуются для расчетов выносливости. Экстремальные расчетные
усилия требуются для расчетов прочности и устойчивости.
Результаты расчетов для построения таких таблиц удобно импортировать из
программ МКЭ в программу “Excel”. Для визуальной оценки результатов расчетов в
этой же программе могут быть построены огибающие эпюры, с использованием
разнообразных графиков. Хранение результатов расчетов в “Excel” позволяет легко
обрабатывать результаты расчетов, перемножать требуемые значения на введенные
коэффициенты, переформировывать формы таблиц и т.п.
5.1.3.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ЭЛЕМЕНТАХ ПОПЕРЕЧНОГО
СЕЧЕНИЯ БАЛКИ
Расчет поперечного сечения моста, представленного выше, должен включать в
себя определение усилий в элементах ортотропной плиты проезжей части (в
продольных ребрах и в поперечных балках), в оценке местных воздействий в местах
сосредоточенной передачи усилий в опорных зонах и в местах анкерения вант и т.п.
118
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.1.3.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ОРТОТРОПНОЙ ПЛИТЕ ПРОЕЗДА
Подробно, о построении расчетных схем ортотропных плит и об их расчетах -
см. главу «Ортотропные плиты».
Усилия в элементах ортотропной плиты (в листе настила, в продольных ребрах
и поперечных балках) должны быть определены в характерных точках и сечениях, в
которых эти усилия достигают экстремальных значений. В этих местах должны быть
выполнены проверки прочности и устойчивости.
Ортотропные плиты проезда подвержены непосредственному воздействию ко-
лес транспорта, т.е. значительному циклическому воздействию. Поэтому, кроме мест с
наибольшими значениями усилий в элементах плиты, должны быть найдены усилия в
местах с наибольшими концентраторами напряжений для выполнения расчетов вынос-
ливости. Это зоны монтажных стыков плиты, а также зоны у вырезов в поперечных
балках для пропуска продольных ребрах.
На рис. 5.1.4 показана схема ортотропной плиты проезда стального моста. Для
оценки прочности и устойчивости элементов плиты требуется определить усилия в
характерных точках, указанных в табл. 5.1.2
Зоны в ортотропных плитах, в которых происходит концентрация напряжений,
изучаются отдельно и индивидуально, на основании специальных рекомендаций. В
главе «Ортотропные плиты» приведено подробное описание этих зон, в которых
возможно зарождение усталостных трещин.
Рис. 5.1.4. Характерные точки для расчета ортотропных плит проезда
Определение усилий в сечениях продольных ребер и поперечных балок для
выполнения проверок прочности и устойчивости вполне возможно выполнять в
стержневых схемах типа балочного ростверка, в которых каждый стержень описям
двумя жесткостными характеристиками: изгиб ной и крутильной. Но при этом о
распределения давления от колеса на продольные ребра покрытием проезда и ।
настила нужно оценить отдельным расчетом либо принять по рекомендаци i
получения более точных результатов следует создавать расчетные схемы, н
продольные ребра с участками листа настила и поперечные балки с лисюм »
5 Расчеты прочности и устойчивости
«полезной ширины» задаются пространственными стержнями, а лист настила задается
в виде оболочки. Такая схема очень близка к фактической работе плиты (см. главу
«Ортотропные плиты»).
Таблица 5.1.2
№ п/п	Точки	Положение точки	Характерное усилие	Проверка
1	Ai	Верх листа настала над пере- сечением поперечной балки и главной балки	Mx,min	Прочность листа настила в зо- нах положительных моментов ГБ1’
2	Ain	Пересечение нижнего пояса поперечной балки со стенкой главной балки		Прочность и устойчивость по- яса поперечной балки
3	Bi	Пересечение продольного ребра с поперечной балкой в 1/4-1/3 пролета последней	My,min	Прочность нижней кромки продольного ребра в зонах по- ложительных моментов ГБ
4	в2	Сечение продольного ребра на расстоянии 0.8-1 высоты ребра от поперечной балки	Му,min	Устойчивость стенок продо- льного ребра2’
5	Ci	Сечение листа настила в се- редине пролета поперечной балки	Mx,max	Прочность листа настила плиты в середине поперечной балки в зонах отрицательных моментов ГБ ’’
6	С|п	Сечение нижнего пояса по- перечной балки в середине пролета		Прочность нижней кромки пояса поперечной балки
7	С3	Сечение продольного ребра в середине его пролета в зоне наибольшего момента	My,max	Прочность нижней кромки продольного ребра
Примечания к табл. 5.1.2
*’ Проверки прочности листа настила №1 и №5 выполнять не обязательно. Как правило,
имеется избыточный ресурс прочности в этих точках.
2’ Усилия при проверке №4 определять не следует, в том случае, если геометрические
параметры ребра обеспечивают его устойчивость при любом уровне напряжений. При этом
положение расчетного сечения следует принимать на расстоянии 0.8 высоты полосового
ребра от поперечной балки, и на расстоянии 0.5 высоты ребра при замкнутом сечении. Эти
расстояния примерно равны половине длины волны при потере устойчивости. Потеря
устойчивости в сечении над стенкой поперечной балки невозможна, так как ребро приварено
к последней.
5.1.3.2.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В СТЕНКАХ
Напряженное состояние стенок балки жесткости формируется под действием
общих усилий N, М и Q, и местных воздействий от колес транспорта, от давления
опорных частей, от вант и подвесок и т.п. Местные воздействия удобно задавать в виде
потоков усилий рх, рг и ра (рис. 5.1.5). Поток усилий имеет размерность т/м, т.е. си-
ла, отнесенная к ширине пластинки, а напряжения определяются делением потока уси-
лий на толщину пластинки. Такой подход позволяет абстрагироваться от толщин эле-
ментов при выполнении расчетов, поскольку толщины на начальном этапе расчетов
еще неизвестны и будут определены только в результате этих расчетов.
120
5 Расчеты прочности и устойчивости
Рис. 5.1.5. Схема для определения усилий в стенках ГБ
5.1.4.	УЧЕТ ПРОСТРАНСТВЕННОЙ РАБОТЫ СЕЧЕНИЯ
Как правило, нормальные напряжения, действующие вдоль оси балки
пролетного строения, неравномерно распределены по ширине верхней и нижней плит.
Неравномерность распределения напряжений происходит из-за двух факторов:
-	эффекта запаздывания касательных напряжений;
-	эксцентричности нагрузки относительно продольной оси балки.
5.1.4.1. ЭФФЕКТ ЗАПАЗДЫВАНИЯ КАСАТЕЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ УПРУГИХ
РАСЧЕТАХ
При изгибе балок верхние и нижние широкие пбяса (плиты) моста включаются в
работу совместно со стенками только за счет передачи касательных напряжений со
стенок на плиты. Поэтому нормальные напряжения в плите вблизи стенок, как прави-
ло, больше чем на периферии, как показано на рис. 5.1.6.
Рис. 5.1.6. Неравномерность распределения напряжений в сечении балки
5 Расчеты прочности и устойчивости

Оценить эту неравномерность можно по результатам пространственных расче-
тов пролетного строения. Так как требуется определить лишь качественную, а не коли-
чественную картину, то нагрузка особого значения не имеет. Поэтому удобно при
таких расчетах использовать нагрузку от собственного веса.
В результате расчетов определяется «эффективная ширина полок» beff, которая
меньше номинальной ширины. Отношение эффективной ширины beff к номинальной
ширине Ьй составляет коэффициент редукции ширины Д. Для определения эффек-
тивной ширины полок при упругой работе конструкции следует площадь эпюры нор-
мальных напряжений разделить на максимальную ординату напряжений (рис.5.1.7).
Рис ' I 7. Схема определения коэффициента редукции для упругой работы
F.i пространственные расчеты не выполнялись, то альтернативно, можно
исполь г । формулы, рекомендуемые в приложении к Eurocode [12]. Эффективную
ширину	Юк при упругих расчетах следует определять по формуле (5.1.4) в
зависимости oi формы эпюры моментов (рис. 5.1.8).
Рис. 5.1.8. Схема для определения эффективной длины пролета Le
122
5 Расчеты прочности и устойчивости
beff=Pb..
(5 I -h
Редукционный коэффициент Д может быть оценен по формулам табл. 5.1 и
параметру:
=	(5|5)
где	а0= +	(5.1.6)
V bo t
Asl - площадь продольных ребер плиты;
t - толщина листа настила.
Остальные обозначения приведены на рис. 5.1.6.
Эффективную длину пролета Le можно определить, пользуясь схемой, изобра-
женной на рис. 5.1.8, при условии, что нет пролетов длиннее 1.5 длины примыкающего
пролета, а консоль не длиннее половины примыкающего пролета. В иных случаях
длина пролета должна быть определена между нулевыми точками эпюры моментов.
В табл. 5.1.3 в зависимости от вычисленного коэффициента к и формы участка
эпюры моментов по длине балки можно определить значение коэффициентов
редукции Д .
Таблица 5.1.3
_ ао А г\. 		Рассматриваемый участок	Значение коэффициента Д
<0.02		Р = 1.0
0.02 - 0.70	Вогнутая эпюра	11
	Выпуклая эпюра	Р = Р 2 =	7	17-Х	 1+б.ак—-— +1.бк2 ( 25ООк )
>0.70	Вогнутая эпюра	p=pt =—!— 5.9-к
	Выпуклая эпюра	Р = р2 =~— 8.6-к
Все значения к	Конечное опирание	Д=(0.55 + ^р,но Д<Д
Все значения к	Консоль	Р = Р2 в опирании Ро = 1.0 на конце
Для количественной оценки характера распределения значений напряжений по
ширине плит можно воспользоваться формулами, приведенными в табл. 5.1.4. Большая
неравномерность распределения нормальных напряжений по ширине плиты возможна
при большой разнице в длине пролетов или под действием временной нагрузки
Эффективная ширина плит должна быть учтена не только при про1 стных
расчетах сечений, но и при определении геометрических характеристик ч«нтоа
расчетных схем, участвующих в расчетах по определению усилий и деформа!
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 5.1.4
Вышеприведенная методика оценки неравномерности распределения нормаль-
ных напряжений по ширине поясов балки жесткости предполагает упругую работу
плит. В том слуые. когда пиковые напряжения превысят предел текучести стали, не-
равномерность с тс.lx I-1 оценивать с учетом упругопластической работы сечений.
5 14 2. У41 1 ill РАВНОМЕРНОЙ РАБОТЫ СТЕНОК БАЛОК В ПОПЕРЕЧНИКЕ
Эксцентрично расположенная относительно оси моста нагрузка приводит к по-
вороту сечепич >< нагружению одной из главных балок больше, чем другой, как в про-
лете, так и на о, прах. Достоверную оценку такой неравномерности можно получить
лишь в ре,} п л:  расчетов пространственных расчетных схем по методу МКЭ. Су-
ществующие р.нн с для ручного счета методы оценки КПУ (коэффициента поперечной
установки) не ! \ет применять из-за большой их погрешности.
Для ।	 расчетных схем рекомендуется строить поверхности влияния. Это
особенно г	ю в многобалочных широких и косых пролетных строениях. В
большинсп. л чаев опасное положение нагрузки заведомо известно - нужно
предельно смес шп, колонны транспорта к одному краю моста.
Простраш । ценные расчетные схемы, в которых поперечное сечение моделиру-
ется при помощи н.пнных элементов, позволит определить напряжения (перемещения)
в интересующих меешх сечения при каждом фиксированном положении нагрузки. В
результате расчетов должна быть получена информация о величине напряжений в
поясах над стенками iданных балок и величине опорных реакций. Этой информации
достаточно для вычисления КПУ, которые станут множителями к расчетным усилиям
от действия временной нагрузки в стержневых схемах.
,,	П О1	СС
KIB : V4—L _ М151 балок в пролете;
(5.1.7)
124
5 Расчеты прочности и устойчивости
KLR =	~ для балок на опорах,
(5.1.8)
где <Т| , Я, - напряжения или опорная реакция у стенки наиболее нагруженной
балки или коробки;
" сУмма напряжений или реакций в стенках всех балок или коробок в
рассматриваемом сечении;
п - число рассматриваемых стенок.
В том случае, если пространственная расчетная схема может быть описана
изначально стержневыми элементами, каждый стержень которой имитирует только
одну балку с одной стенкой, то усилия в рассчитываемых балках-стержнях могут быть
получены непосредственно, без введения КПУ. Это характерно для открытых (не
коробчатых) сечений в многобалочных мостах.
5.1.4.3. УЧЕТ НЕРАВНОМЕРНОЙ РАБОТЫ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
В некоторых случаях неравномерность нагрева конструкций солнцем также
должна быть учтена соответствующим коэффициентом, аналогичным коэффициенту
поперечной установки. Это актуально для балок с короткими консолями, ориентиро-
ванными вдоль хода утреннего солнца. При отсутствии достоверной информации раз-
ность температур внешних балок поперечного сечения пролетного строения может
быть принята равной 15°. Расчет по определению неравномерного нагрева должен
быть выполнен в пространственных расчетных схемах. Коэффициент может быть оце-
нен по формуле (5.1.7) и введен к усилиям от температурной нагрузки.
5.2.	РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ
5.2.1.	РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ ПО СНиП 2.05.03-84*
5.2.1.1.	УЧЕТ ПЛАСТИЧЕСКОЙ РАБОТЫ ПОПЕРЕЧНИКА
В действующих нормах [1] и проекте новых российских норм [2] расчет сечений
элементов мостов предполагает возможность возникновения ограниченных пластиче-
ских деформаций.
В работе [9] была выполнена оценка распределения напряжений и вычислены
коэффициенты редукции при упругопластической работе поперечного сечения моста.
Пластические деформации распространяются по ширине плит и по высоте стенок, а на
остальной части сечения сохраняются упругие зоны.
На рис. 5.2.1 приведены зависимости изменения коэффициентов редукции v сн
отношения максимальных упругих напряжений к минимальным, где символом
£р1 обозначена остаточная пластическая деформация. При ер1 = 0 происходит упругая
работа. Графики построены для стали с пределом текучести 390 МПа. В табл. 62 [ 11 ъ»
ны значения v при ер1 = 0.0006.
5 Расчеты прочности и устойчивости
1.0
Таблица 62 [1]
il i t> о	1.0	0.7	0.5	0.33	0.25	0.20	0.10	0
V	1	1	0.85	0.72	0.65	0.60	0.52	0.43
При
нычислениях напряжений на упругопластической стадии работы конст-
рукции можно воспользоваться нижеследующими зависимостями. Ширина упругой
зоны может бы i ь определена по формуле
=Ь-
& у	^"min
= Ьк,
(5.2.1)
° у "СТт» +Е'ер1
распределение деформаций в плитных поясах - по зависимости
(	4-т2)
— max х^тах ^тт/'М ^2	’
(5.2.2)
где е(у} - искомая деформация на расстоянии у от стенки балки (по ширине моста);
€шахи emin“ максимальная и минимальная деформации. Если деформации больше
упругих, то максимальная деформация состоит из упругой и пластической частей
етах ~е> +epi- Упругая деформация может быть найдена по формуле
гу=^.	(5.2.3)
£
Условный коэффициент упрочнения сечения за счет появления пластических
деформаций
126
5 Расчеты прочности и устойчивости
1-КГ -- 1-^5™
3
_____________L_J
3 к ^max J
(5.2.4)
где
Остальные обозначения, вошедшие в формулу (5.2.4), приведены выше в тексте
и на рис. 5.2.1.
Как было отмечено, данный подход к расчету пролетных строений изложен в
действующих нормах [1]. Принято, что предельное состояние сечений основных эле-
ментов моста при общих расчетах наступает тогда, когда остаточные деформации в
крайней фибре достигают величины 0.06% 1). Ощутимый эффект от использования
данной методики достигается при очень неравномерном распределении напряжений в
сечении.
1)	В новых американских нормах [15] и в проекте Eurocode для мостов [13] для сече-
ний определенного класса в предельном состоянии допускается возможность образова-
ния пластический шарнир, т.е. текучести по всей высоте сечения элемента.
При изгибе сечения текучесть может появится сразу в двух фибрах одновремен-
но, если сечение симметрично относительно горизонтальной оси. Иначе текучесть по-
является вначале в одной фибре, и только затем напряжения во второй фибре до-
стигают текучести. Исходной величиной для оценки напряженно-деформированного
состояния сечения в упругопластической стадии работы является величина остаточ-
ной пластической деформации t:pl. От этой величины зависит, находится ли сечение в
состоянии односторонней или двусторонней текучести.
Односторонняя текучесть
Рис. 5.2.2. Схема работы сечения в упругопластической стадии
Двусторонняя текучесть
На рис. 5.2.2. показаны эпюры нормальных напряжений для двутавровых сече-
ний в состоянии односторонней и двусторонней текучести. Формулы, приведенные в
табл. 5.2.1, справедливы и для сплошных прямоугольных, тавровых, коробчатых и
иных сечений, симметричных относительно вертикальной оси.
Оценку пластической работы (определение положения нейтральной оси и поло-
жения пластической зоны) сечений при заданных значениях пластической деформа-
ции, можно выполнить по алгоритму, приведенному в табл. 5.2.1.
Для таких вычислений целесообразно составить не сложную программу, напри
мер в программном комплексе “Excel”.
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 5.2.1
Шаг	Действия и формулы		
1	Вычисление коэффициента к. Е - модуль упругости - нормативный предел текучести заданная пластическая деформация		
	1 Ер 1 +	р-		
2	Определение величины смещения нейтральной упругой оси Д при появлении текучести. Смещение оси при односторонней текучести равно Д], а при двусторонней текучести равно Д2		
	•—			 <г Z	s N |	"fc * 1 . 1 V ; г‘ ,	1	. । ' к «М Т~	-*2 +^]+ у	W J	1 w ьтах 'Г1/,1тйп	2	1 ^min ^min	Л ,	- 2 -	,	=0 <	*V	/	w	
	А2 -А2 д 	 ^/,max — 2-^-Я		
3	Критерий появления односторонней текучести		Критерий появления двусторонней текучести
	< < । + i i «Ч s Н Л к		Zmm “ zmax +Л
4	Опре ц- к-ние расстояния от пластической нейтральной оси до границы текучести		
	='f-(Zmax +	)		
5	Определение коэффициента упрочнения сечения W^~ momchi сопротивления упругой части сечения относительно оси ze/. и 5*	статические моменты верхней и нижних пластических зон относительно ОСИ 2ri. значение минимального момента сопротивления исходного упругого сечения.		
	Для односторонней текучести один из статических моментов равен нулю		
	с =			— W . min		
128
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.2.1.2.	ПРОВЕРКИ ПРОЧНОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84'
Расчеты прочности элементов по СНиП 2.05.03-84* приведены с сохранением
номеров пунктов, номеров формул и таблиц.
5.2.1.2.1.	ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
N - сила, действующая параллельно оси элемента;
Ne - Эйлерова критическая сила, вычисленная для соответствующих закреплений стержня
для использования в формуле (152) (см. Расчеты устойчивости);
М - изгибающий момент в сечении элемента;
Мх - изгибающий момент относительно оси X;
Му - изгибающий момент относительно оси Y;
Q - поперечная сила в сечении элемента;
А	- площадь брутто элемента;
Ап	- площадь нетто элемента;
Aw	- площадь стенки (стенок);
Af	- площадь пояса (поясов);
А/тт~ площадь меньшего пояса;
1Х - момент инерции сечения относительно оси X;
1у - момент инерции сечения относительно оси Y;
х	- расстояние от н.о. до уровня вычисления напряжений вдоль оси X;
у	- расстояние от н.о. до уровня вычисления напряжений вдоль оси Y;
Wn - минимальный момент сопротивления нетто;
Wn х - минимальный момент сопротивления нетто, относительно оси X;;
1Р - минимальный момент сопротивления нетто относительно оси Y;
Мс - приведенный изгибающий момент (п.4.28 ф.(152)) для элементов с гибкостью Л > 60
в пределах двух средних четвертей шарнирно опертого стержня и всей длины защем-
ленного стержня;
Л/]	- момент действующий в проверяемом сечении (п.4.28 ф.(152)) для вычисления;
Ry - расчетное сопротивление стали текучести;
т - коэффициент условий работы, принимаемый по табл. 60* СНиП 2.05.03-84*.
5.2.1.2.2. ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫЕ И ЦЕНТРАЛЬНО-РАСТЯНУТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
4.25* Расчет по прочности элементов, подверженных центральному растяжению
или сжатию, следует выполнять по формуле

У
(141)
5.2.1.2.3. ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
Расчет по прочности элементов, изгибаемых в одной из главных плосксм и
следует производить, пользуясь формулами табл. 5.2.2
9 — 3-941
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 5.2.2
№ формул СНиП	Формулы	Пояснения	
Проверка прочности по формуле (142)			
(142)	М „ S Я • т к W, '	Проверка прочности элементов, изгибаемых в одной из главных плоскостей	
Вычисление коэффициента к Коэффициент к* учитывает увеличение несущей способности сечения, за счет развития ограниченных пластических деформаций, равных 0.06 %, см. п. 5.2.1.1.			
(144 (1441	Г и г,	если тт < 0.25Я,	При	одновременном действии в сечении элемента момента М и поперечной силы Q
	1 а'+2аЬ * к		 1 t-2-а при этом 0 < к < к1	если 0.25Я, <тт <RS	
и» кошцевых сечений к", =1.15 Ди» прямоугольных и Н-образных сечений к", = 1.25 Для двутавровых, тавровых и коробчатых сечений коэффициент (Г] определяется по табл. 61		т --б- спелнее касательное напояжение в стенке- —	^рсДНСС KaUalCJlbnUv напряжение n VlvHKC, Л '^w Q а =	- отношение действующей поперечной силы к предельной; b = л/1 -0.25 а2 - для коробчатых сечений; Ъ = л/1 — 0.0625 • а2 - для двутавровых сечений; Ел а —		отношение площадей поясов к площадям стеиок; ЕЛ	
RsI-t-K2 Q„ = —	--т S		предельная поперечная сила к2 - определяется по формуле (160)	
Таблица 61 [1]
А " f .пип Л 1	Значение коэффициента к, при отношении /,т“1	- , равном А										
	0.01	0.1	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
(1	1.243	1.248	1.253	1.258	1.264	1.269	1.274	1.279	1.283	1.267	1.243
5	1.187	1.191	1.195	1.199	1.202	1.206	1.209	1.212	1.214	2.160	-
	1.152	1.155	1.158	1.162	1.165	1.168	1.170	1.172	1.150	-	-
	1.128	1.131	1.133	1.136	1.139	1.142	1.144	1.145	1.097	-	-
	1.110	1.113	1.115	1.118	1.120	1.123	1.125	1.126	1.069	-	-
	1.097	1.099	1.102	1.104	1.106	1.109	1.110	1.106	1.061	-	-
	1 087	1.089	1.091	1.093	1.095	1.097	1.099	1.079	-	-	-
		1.080	1.082	1.084	1.086	1.088	1.090	1.055	-	-	-
	1	1.073	1.075	1.077	1.079	1.081	1.082	1.044	-	-	-
		1.067	1.069	1.071	1.073	1.074	1.076	1.036	-	-	-
		1.062	1.064	1.066	1.067	1.069	1.071	1.031	-	-	-
		1.036	1.037	1.038	1.039	1.040	1.019	-	-	-	-
з.о		1.025	1.026	1.027	1.028	1.029	1.017	-	-	-	-
4.0		1.019	1.020	1.021	1.021	1.022	1.015	-	-	-	-
5.0	1.015	1.015	1.016	1.017	1.018	1.018	-	-	-	-	-
1. Для коробчатых сечений площадь А№ следует принимать равной сумме площадей стенок 2. Для таврового сечения А/тт											
130
5 Расчеты прочности и устойчивости
Значения, приведенные в табл. 61 [1], могут быть вычислены по форч
приведенным в табл. 5.2.1
Расчет по прочности элементов, изгибаемых в двух главных плоскостях, с н
выполнять, пользуясь формулами табл. 5.2.3.
Таблица 5
№ формул СНиП	Формулы	Пояснения	
Проверка прочности по формулам (146) и (147)			
(146)	\мх\ ——— ш + — -Wx„	к	МУ 	^R.m Т У У У	У»	Для двутавровых и коробчатых сечений с двумя осями симметрии
	И! 1 	!	 Rym	Wy =10	Для двутавровых сечений с двумя осями симметрии
	(со +0.7 )2 w = У--	 3.38 а>х	>, + 0.7У у З.ЗЪа>у	Для коробчатых сечений с двумя осями симметрии
	Ki 1 (D =		1	 к> -Wx„ Ry-m	м\ 1 а> - 		 Ky-Wyn Ry-m	
(147)	Ку1ул		Для сечений других типов
	К\и Ky - коэффициенты, определяемые по формулам (143) и (144) относительно указанных осей		
5.2.1.2.4. СЖАТО-ИЗОГНУТЫЕ И РАСТЯНУТО-ИЗОГНУТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
Расчет по прочности сжато-изогнутых и растянуто-изогнутых элементов при
изгибе в одной из главных плоскостей следует выполнять по формуле (151) или (155)
в соответствии с п.4.28*.
Таблица 5.2.4
№ формул СНиП	Формулы	Пояснения	
1	2	3	
Проверка по формуле 151			
(151)	#	\м\ — .^ + -1—±.< R т А *-w„ у	Проверка прочности сжато-изогнутых и сжато- растянутых стержней при изгибе в одной главной плоскости	
(152)	1 II и	Приведенный изгибающий момент. Продольная сила N принимается со знаком «+» при растяжении. При гибкости Л < 60 допускается принимать Мс =	.	
Вычисление коэффициента у			
Таблица 63		если напряжения в мень- шем поясе от N и М оди- наковых знаков	для двутаврового, короб- чатого, таврового сечений с одной осью симметрии.
Таблица 64*		если напряжения в мень- шем поясе от N и М раз- ных знаков	
5 Расчеты прочности и устойчивости
I
9»
Окончание табл. 5.2.4
1	2	3
(153)	W ш =	~J  A„-Ry-m	Для сплошных прямоугольных и Н-образных сечений
(154)	if	Д’) 1//= - 1-COS (0 • — to	2)	Для элементов кольцевого сечения
н (0 = ——!	 Л Ry m		
Проверка по формуле 155 более осторожная и универсальная.		
(155)	N , Му — +	—<R -т к • 1хп	Формула применима для иных видов сечений и иных закреплений концов стержня.
Таблица 63 [1]
Afmin / -Af.max	Значение коэффициента у/ при to																	
	0.05			0.2			0.4			0.6			0.8			1.0		
	'A.max Av																	
	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2
О				1—<				♦“•И										
О	0.53	0.55	0.57	0.63	890	0.78	0.77	0.85	0.92	1 0.89	0.93	960	960	0.98	660	660	660	L 660
	0.06 7	600	0.14	0.26	0.36	0.56	0.53	0.70	0.83	0.78	00 о	0.93	0.92	0.95	OS О	0.98	0.99	660
to =	, силу следует принимать со знаком «+» Л Ry m																		
Таблица 64* [1]
а £ к £	Значение коэффициента у/ при ю																	
	-0.05			-0.2			-0.4			-0.6			-0.8			-1.0		
	А /А Л/,тах '																	
	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2	0.5	1	2
о	Os О	Os О	Os О	ЧО о	О О	ЧО О	О1 о	О1 о	О1 о	-02J	-0.2	(N О 1	-0.6	-0.6	40 О 1	-0.9	Os О 1	60-
о	0.42	0.40	0.38	0.17	0.12	0.02	-0.17	-0.25	-0.32	-0.49	-0.53	-0.56	-0.76	-0.78	-0.79	-0.94	-0.94	-0.95
	-0.07	-0.09	-0.14	-0.27	-0.36	-0.56	-0.53	-0.70	-0.83	-0.78	-0.87	-0.93	-0.92	-0.95	-0.97	-0.98	-0.99	-0.99
(0 =	, силу следует принимать со знаком «-» ^Rym																		
Формула (155) [1] при к = 1 является формулой проверки прочности при
расчетах по допускаемым напряжениям в упругой стадии и может быть применена во
132
5 Расчеты прочности и устойчивости
всех случаях закрепления стержней и для всех типов сечений с определеннич ом.
Формула (155) позволяет выполнять проверки прочности больших сечении, и как
поперечные сечения балок жесткости. Применение формулы (151) [1] в >н>м час
мало приемлемо.
Сложности в применении формулы (151) возникают при проверке прочное i и i е-
чений пролетных строений мостов, в которых напряжения от общих воздействий ом-
мируются с напряжениями от местных воздействий, например при расчетах ортотроп
ных плит.
Расчет по прочности сжато-изогнутых и растянуто-изогнутых элементов при и г-
гибе в двух главных плоскостях следует выполнять по формулам, приведенным
в табл. 5.2.5.
Таблица 5.2.5
№ формул СНиП	Формулы	Пояснения	
Проверка по формуле (156)			
(156)	1 f N	\МJ А _ 	w + -—— <R-m 8 А„	K-Wm	у у w	х	пх у	Проверка прочности сжато-изогнутых и сжато- растянутых стержней при изгибе в двух главных плоскостях	
(157)	о	Мсу\ 5=1		 ^y-^ny Ry-m	Л^иЛ^, - приведенные изгибающие момен- ты по формуле (152) п.4.28*	
Вычисление коэффициента у/			
Таблица 63		если напряжения в меньшем поясе от Л" и М одина- ковых знаков	Для двутаврового, короб- чатого, таврового сечений с одной осью симметрии,
Таблица 64*		если напряжения в меньшем поясе от N и М разных знаков	
(153)	II Sb. 3 2	Для сплошных прямоугольных и Н-образных сечений	
(154)	1 fl	Д’) !// = — • 1 - COS tO • — to (	2	Для элементов кольцевого сечения
(О = -	 3AnRy-m		
Проверка по формуле (158) более осторожная и универсальная.		
(158)	4	^y-Iyn	Формула применима для иных видов сечений и иных закреплений концов стержня.
Формула (158) [1] при к = 1 является формулой проверки прочности при ра
тах по допускаемым напряжениям в упругой стадии и может быть применена во г
случаях закрепления стержней и для всех типов сечений с определенным запасом.
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.2.1.2.5. ОГРАНИЧЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ
Кроме выполнения проверок прочности с учетом развития ограниченных плас-
тических деформаций, следует ограничить величины пиковых напряжений, по форму-
лам, приведенным в табл. 5.2.6.
Таблица 5.2.6
№ формул СНиП	Формулы	Пояснения
Ограничение касательных напряжений в стенках балок		
(159)	T = —-'S-<Rs т к21 t	Проверка прочности по касательным напряжениям при М = 0. При этом R, = 0.58 Я,
(160)	к2 =1.25-Ь^С ^max,ef	Tmjne/ и ттах.е/ ’ наименьшее и наибольшее значение напряжений в стенке при упру- гой работе
Ограничение приведенных напряжений в стенках балок		
(161)	-<b+^+3-<, <Y'Ry m	Проверка прочности по касательным напряжениям при М = 0. При этом у'= 1.15 при а, = 0; у'= 1.1 при су *0; Яа=0.58Яу
Ограничение размаха напряжений в любой точке конструкции		
(162)	7~ mJ* + 3  (t, - T2 )2 < 1 -8Я/и Если условие не выполнено, то допускается только упругий расчет!	ст max и сгт„ ~ максимальные и минималь- ные нормальные напряжения со своими знаками от расчетных нагрузок; г, и т2— максимальные и минимальные касательные напряжения со своими зна- ками, от тех же нагрузок
5.3. РАСЧЕТЫ УСТОЙЧИВОСТИ СТЕРЖНЕВЫХ СИСТЕМ
5.3.1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТОВ
5.3.1.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКОЙ СИЛЫ В СТАНДАРТНЫХ СЛУЧАЯХ
Расчеты конструкций в строительной механике основаны на том, что всегда
имеет место известная форма равновесия системы. Упругое равновесие является ус-
тойчивым, если деформированная система при любом малом отклонении от состояния
равновесия стремится вернуться в исходное состояние, и возвращается к нему после
удаления внешнего воздействия, выведшего систему из состояния равновесия. Однако
равновесие между внешними воздействиями и внутренними силами может быть не вы-
полнено даже при упругой работе системы, и начальные деформации будут нарастать,
и система не вернется в исходное состояние после удаления нагрузки. Такое состояние
называют неустойчивым. Между этими двумя состояниями находится переходное сос-
тояние - критическое. При этом состоянии система находится в безразличном равно-
весии: она может вернуться в исходное состояние, а может и продолжать деформиро-
ваться. Та наименьшая сила, которая может привести систему к безразличному состоя-
134	5 Расчеты прочности и устойчивости
нию, называется критической силой и далее обозначается как N„. При этом становят-
ся возможными несколько форм равновесия. Так, для сжатого стержня наряду с прямо-
линейной формой возможны искривленные равновесные формы.
Теоретические основы расчета устойчивости были созданы Леонардом Эйлером
(1707-1793 г.). Большой вклад в дальнейшее развитие теории внесли Ясинский Ф.С.,
Тимошенко С.П., Тетмаер, F. Engesser, Karman и Власов В.З.
Для понимания структур формул, представленных в СНиП для расчета устойчи-
вости, целесообразно проследить вывод формулы для определения критической силы
шарнирно опертого сжатого стержня.
Путь нахождения критической силы Ncr для стержне-
вых систем сводится к решению дифференциального уравне-
ния изогнутой оси стержня, записанного для стержня, пока-
занного на рис. 5.3.1, в виде
Е1-^ = ±ММ,	(5.3.1)
ах
где изгибающий момент в сечении х стержня равен
произведению продольной силы на поперечную дефор-
мацию	;
®ц) ~ поперечная деформация в сечении х стержня. Знак де-
формации а) всегда противоположен знаку второй про-
d2<o
изводнои, т.е. кривизне —-
dx
El - изгибная жесткость стержня в направлении продольного изгиба.
Левая часть уравнения (5.3.1) - «жесткость умноженная на кривизну» описывает
сопротивление сечения изгибу, правая часть уравнения - внешнее воздействие.
Подставив в уравнение значение изгибающего момента, получим
Е1.^- = -Е(й	(5.3.2)
dx2
d2(O N л	/с Э Ъ
или	—- • + — а) = 0.	(5.3.3)
dx2 EI
Введя обозначение = к2, получим
^ + А2® = 0.	(5.3.4)
dx
Выражение (5.3.4) - это однородное линейное дифференциальное уравненг
общее решение которого представлено гармонической функцией
(О = А • sin кх + В • cos кх.	(:
Постоянные интегрирования А и В могут быть найдены исходя из граничп
условий при х = 0и при х = 1, в зависимости от условий закрепления стержня J
стержня шарнирно опертого по концам поперечный прогиб в начале и в конце р н
нулю: ®(х=0) = 0 и ш(х=/) = 0. Из первого граничного условия следует, что В = 0., т.
<»(х) = A sin Ах.
Из второго граничного условия ®(х=;) = 0 получаем, что
A sinkl = 0.
Если принять, что А = 0, то прогиб всегда будет тождественно р >	।
о) = 0. Это соответствует равновесной форме при прямолинейном сн <• I
5 Расчеты прочности и устойчивости
интересует искривленный стержень, т.е., когда A*Q. При этом должно выполняться
условие (8)
sin£/ = 0.	(5.3.8)
Условие (5.3.8) выполняется при к1 = п-л, где и = 0, 1, 2, 3.... Величина и
характеризует число полуволн изгиба стержня. Первое значение, или kl = 0 отпадает,
так как длина стержня не равна нулю. Таким образом, к212 = п2л2. Зная что — = к2,
EI
N ,2	2 2	хг
получаем —I = пл, откуда значение силы N определено выражением
В практических задачах нас интересует минимальная сила, которая может быть
получена из уравнения (5.3.9). При одной полуволне по длине стержня и = 1 получаем
значение минимальной, или критической, силы
(5.3.10)
В формулах I- это длина стержня между нулевыми точками, т.е. точками, в
которых поперечные смещения равны нулю: ®(х=0) = 0 и = 0.
Критические силы для других способов закрепления концов могут быть вычис-
лены исходя из выше представленного базового случая - стержня с шарнирно оперты-
ми концами. При этом в формуле (5.3.10) вместо длины / следует подставить длину
/е/, приведенную к случаю шарнирного закрепления концов. Идея приведения длины
стержня к базовому случаю принадлежит Ф.С.Ясинскому. Приведение фактической
длины стержня к условной длине появления одной полуволны выполняется по формуле
/е/=Д-/.	(5.3.11)
Формула (5.3.10) приобретает вид
(5.3.12)
(ДО
В табл. 5.3.1 приведены схемы приведения длины lef сжатого стержня для
различных случаев закреплений и соответствующие значения коэффициента д .
136
5 Расчеты прочности и устойчивости
Указанные расчетные схемы не так часто в чистом виде встреч;!
инженерной практике. Обычно закрепления концов бывают упругими, либо
стержня переменно по длине, либо нагрузка отличается от приведенной выше.
и В
•нис
5.3.1.2.	ВЛИЯНИЕ СХЕМЫ НАГРУЖЕНИЯ СТЕРЖНЯ
При изменении интенсивности сжимающей нагрузки по длине стержня в
уравнении (5.3.2) меняется правая часть. Полученные решения могут быть сведены к
подстановке в формулу (5.3.12) условных приведенных длин, а вместо значения
получаем значение наибольшей сжимающей силы в пределах длины стержня .
5.3.1.3. ВЛИЯНИЕ ПЕРЕМЕННОСТИ СЕЧЕНИЯ СТЕРЖНЯ
Переменность сечения по длине стержня при использовании формулы Эйлера
можно учесть введением приведенного момента инерции /е/. Приближенные форму-
лы, которые приведены ниже, предложены Блейхом. Несмотря на свою простоту, они
дают приемлемый результат.
Таблица 5.3.3
Случай	Форма стержня		Приведенный момент инерции		
1	Iffin	~7 		-X-J ‘ггвх	/		ef	max	l( I у 0.2+ 0.8-3 -=l У1 max у к	
2	Ы _ I—	~~	N	ef ^гпах	0.34 + 0.66-	
	Anin	^тт			
3	N			_	ef	max	0.61 + 0.39 / \ •	
					
5 Расчеты прочности и устойчивости	I '
5.3.1.4.	ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ ЗАКРЕПЛЕНИЙ КОНЦОВ СТЕРЖНЯ
Возможные схемы закрепления концов стержней можно привести к трем
основным случаям, показанным в табл. 5.3.4.
Таблица 5.3.4
Расчетная схема	Cm |N -	7«р\	-	с. с.	N I 9 м	-	С,	8 77	м
Формула для определения коэффициен- та д	In, (0.25и + 1.2)+5.4(п + 4)	05 !(« + 4.8ХУ'» + 4.8)			т 1 3+1-3«			
	и1(и + 2.4)+5.4(и + 1) Возможный диапазон 0.5 <//.<2.0	у (л + 2.4Хд л + 2.4) Возможный диапазон 0.5<//<1.0			+3(n + «j) Возможный диапазон			
Принятые в табл. 5.3.4 обозначения								
С-1 Характеристика жесткости защемления	п =	- С„ 1 Характеристика жесткости опоры	п, = -								
Ст-коэффициент жесткости упругого защемления, равный значению реактивного момента, возникающего в опорном сечении при повороте его на угол, равный 1.0; Сп -коэффициент жесткости упругой опоры, равный значению реактивной силы, возникающей в опорном сечении при смещении его на 1.0								
Подставляя в формулы табл. 5.3.4 значения пи п1 равные 0 и можно прийти к
следующим частным случаям, приведенным в табл. 5.3.5.
Таблица 5.3.5
Верхний конец: Упругая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
разрешен.
Верхний конец: Упругая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
запрещен.
Верхний конец: У пругая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
разрешен с упругой
связью.
Верхний конец: Жесткая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
разрешен.
I и. +18
U = ----!-----
'\|2-и,+4.5
2.0 >д >0.7
2.5nt+5.4
у и,+5.4
1.0 >д >0.5
И+ 4.8
ц = 0.5,---------
Ул + 2.4
138
5 Расчеты прочности и устойчивости
Окончание та • 3.5
Оба конца: Жесткая
горизонтальная осевая
связь. У гол поворота
разрешен с упругой
связью.
Верхний конец: Жесткая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
разрешен с упругой
связью.
Нижний конец: Шарнир
не смещаемый
Верхний конец: Упругая
горизонтальная осевая
связь. Угол поворота
запрещен.
Нижний конец: Шарнир
не смещаемый
Вертий-КИКЦ: V пр
горизонтальная <х » н m
Угол поворота ра ц <
Нижний коней: Ш.цчшр ив
смещаемый
и + 4.8
Д =---------
2и + 4.8
1.0 >д > 0.5
I и+ 4.8
!/ = J--------
У2и + 4.8
1.0 > д > 0.7
2.0 >р >1.0
при и, >Я2 Д = 1
5.3.1.5.	ВЛИЯНИЕ ПОПЕРЕЧНОЙ СИЛЫ В СТЕРЖНЕ НА ВЕЛИЧИНУ КРИТИЧЕСКОЙ СИЛЫ
Для вывода формулы критической силы было использовано дифференциальное
уравнение изогнутой оси, в котором не учитывалось влияние поперечной силы. Дело в
том, что при выпучивании стержня сечение уже не перпендикулярно действию
сжимающей силы, и поэтому следует учесть, возникающие при повороте сечения,
поперечные силы. Формула для критической сжимающей силы, учитывающая влияние
поперечной силы, может быть представлена в виде
N =^-__________’_____
“ (д./)2 пгЕ1 а
(д -Z)2 GA
(5.3.13)
где G - модуль сдвига;
А - площадь сечения;
а - коэффициент, зависящий от вида поперечного сечения;
А Г5* АЛ
а = —?	• dA .
Z2 J b2
(5.3.14)
л и
Коэффициент а равен: 1.2 - для прямоугольного сечения; 1.185 - для круглого
А
сечения; для прокатных профилей, примерно —, где А - площадь срезаемой стенки.
Выражение (5.3.13) можно записать в виде
Ncr =--------= Ne-----!----= Ne T] .
, „ а ‘	„ а ‘
1 + N,--	1 + V----
GA	‘GA
Здесь zj - коэффициент, учитывающий уменьшение устойчивости стер । нч щ
счет возникновения сдвигов. Для сплошных сечений неучет этого ко >фф
приводит к ошибкам до 1%. Однако при расчете составных стержней но
может оказаться существенным.
(5.3.14)
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.3.1.5. ВЛИЯНИЕ ПОДАТЛИВОСТИ СОЕДИНИТЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
В СОСТАВНЫХ СТЕРЖНЯХ
Составными называют стержни, состоящие из двух и более элементов, объеди-
ненных по длине связями - соединительными элементами (табл. 5.3.6).
______________________________________Таблица 5,3.6
Формулы для определения у, и д при числе плоскостей
соединительных элементов составного стержня___
Схема составного
стержня
2
одной	двух
" 2АЕАЬ	’	12 24£Л(,
1	А2 д = Л + 0.82--|(1 + 2и) V	Л при п < 0.2	Д = Jl + 0.82-^- (l + n) V	A при n < 0.2
д = J1 + 1.15-4- м V	л	
£2  । л = — - гибкость ветви; НН Планка .л ве^вь^	1ь- момент инерции ветви (пояса); L—Ж	ls - момент инерции одной планки. [ ь ,1	
1 + sin3 В	1 + sin3 P
11 EAd sin2 /3 cos P	/l 2  EAd sin2 p cosp
L я2 A l + sin38 M = J1 + 02 ,  2 a a \ A Ad sin /icosp	L л2 A 1 + sin3 8 н = 1 4		— \	2A2Ad sin2 p cosP
Ad - площадь сечения одного раскоса;
А = 2 • Аь - площадь сечения ветвей составного стержня;
As - площадь сечения горизонтальной связи.
При вычислении перемещений принято, что:
— = 1.0;
4
4^ Д. 0
Ad
Соединительные элементы составных стержней не могут быть абсолютно
жесткими и деформируются при изгибе сжатого сечения. Способность таких стержней
сопротивляться внешним силам всегда меньше, чем у стержней сплошного сечения.
140
5 Расчеты прочности и устойчивости
Степень снижения жесткости зависит от типа решетки и жесткости связей. Снижение
несущей способности составных стержней объясняется главным образом тем, что по-
перечная сила в составных стержнях оказывает гораздо большее влияние на деформа-
цию, чем в сплошных.
При достаточно большом числе панелей (свыше 8) из решения задачи устойчи-
вости шарнирно опертого сжатого идеально упругого сквозного стержня коэффициент
приведенной длины д был получен в следующем виде [6]:
л2£/
P = f+Yr--^—
(5.3.15)
<5
где у, =-----угол смещения панели;
h
8 - величина смещения панели;
1Ь- длина панели.
Значения угла смещения панелей у, и коэффициента д для различных типов
решеток могут быть определены по правилам определения перемещений в рамных
стержневых системах, как в табл. 5.3.6.
Формулы для определения значений угла смещения панелей у, и коэффициента
д, для остальных типов решеток приведены в [4, табл. 13].
5.3.1.6.	ПРОДОЛЬНО-ПОПЕРЕЧНЫЙ ИЗГИБ
Изгиб стержня называется продольно-поперечным, если в его поперечных
сечениях возникают изгибающие моменты от поперечных и от продольных нагрузок
(рис.5.3.2). Суммарный изгибающий момент в сечении стержня
M = Mp+N-8h,	(5.3.16)
где М - изгибающий момент в сечении от действия поперечной нагрузки;
N - нормальная сила;
- суммарный прогиб в сечении от действия поперечной и продольной нагрузки;
йт - прогиб от поперечной нагрузки.
Рис.5.3.2. Схема нагруженного стержня
В этом случае принцип независимости действия сил неприменим. Задача линей-
на относительно поперечной силы (сила Р вызывает прогиб, равный 8, независимо от
силы N ), и нелинейная относительно продольной силы (прогиб от силы N равный
8h-8 зависит от начального прогиба, т.е. от силы Р).
5 Расчеты прочности и устойчивости
141
Если записать дифференциальное уравнение изогнутой оси балки в виде
J2Cj(x)_ М(х) _ N ПУ
~d^~ ~ ~ei еГ
(5.3.17)
и принять, что продольная ось балки имеет форму синусоиды, то после подстановки и
дифференцирования получим
(5.3.18)
где fh - суммарный прогиб в ’Л пролета СУЛ(//2)« fh;
f - прогиб от поперечной нагрузки в ‘Л пролета.
Введя обозначение для критической силы
значение суммарного прогиба в середине пролета:
Jh ] N '
Ne = ^, из (5.3.18)
получим
(5.3.19)
Приняв, что изгибающие моменты пропорциональны прогибам, получим
простую формулу (ф. (152) СНиП 2.05.03-84*) для момента при продольно-попереч-
ном изгибе:
(5.3.20)

5.3.2.	РАСЧЕТЫ УСТОЙЧИВОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84*
Методика практических расчетов центрально и внецентренно сжатых элемен-
тов, устанавливаемая нормами [1], дана с использованием коэффициентов устойчивос-
ти (продольного изгиба) р:
N
~—<<pRym ,
А
(167)
где	N - действующее сжимающее усилие в стержне;
А - площадь сечение стержня нетто;
Ry - расчетное сопротивление стали текучести;
т - коэффициент условий работ, принимается по табл. 60 [1];
(р- коэффициент продольного изгиба, определяемый по таблицам 1 *-3 обязате- •
льного приложения 15 в зависимости от гибкости элемента Ли приведенного эксцент-
риситета ее/. Коэффициенты вычислены на основе расчета внецентренно-сжатых
стержней с учетом влияния формы сечения, начального искривления оси, случайного
эксцентриситета сжимающей силы, а также остаточных напряжений от прокатки.
Столь простой вид формулы (167), которая описывает разнообразные случаи
расчетных схем стержней и их напряженного состояния, достигается за счет введения
ряда условных величин, основными из которых являются гибкость и при внецентрен-
ном сжатии - приведенный эксцентриситет.
Последовательность действий при расчете устойчивости сжатого или сжато-
изогнутого стержня приведена в табл. 5.3.7.
142
5 Расчеты прочности и устойчивости
Обозначение или формула	Параметр	Ссылки и комментарии
	Нормальная сила	Значение нормальной силы в проверяемом i нии стержня от расчетных нагрузок при лш ном расчете.
М	Изгибающий момент	Значение изгибающего момента требуется вычисления эксцентриситета, и принимается разному в зависимости от расчетной схемы про- веряемого стержня . См. п. 5.3.2.2.
	Расчетная длина	Вычисляется по-разному, в зависимости от рас- четной схемы проверяемого стержня '
А	Площадь сечения	Площадь сечения брутто.
I	Момент инерции	Момент инерции сечения брутто, относительно оси, перпендикулярной к плоскости изгиба. Для переменного по длине сечения см. также п. 5.З.1.З.
wc	Момент сопротивления	Определяется для наиболее сжатого волокна сечения.
	Радиус инерции	Величина тем больше, чем элемент более тонкос- тенный.
i	Г ибкость	Предельные гибкости элементов мостовых конст- рукций, приведены в табл. 76* СНиП 2.05.03-84*. См. п. 5.3.2.1
н к	Условная гибкость	Гибкость, учитывает ограниченную упругость ма- териала стержня. См. п.5.3.2.1
м е = — N	Расчетный эксцентриситет	Эксцентриситет не зависит от геометрических ха- рактеристик сечения, а характеризует лишь на- пряженное состояние сечения
А е , = е	 Wc	Относительный эксцентриситет	Равен расчетному эксцентриситету, деленному на ядровое расстояние p = Wc/A. Учитывает гео- метрические характеристики сечения.
п	Коэффициент формы сечения	Следует определять по табл. 73 СНиП 11-23-81*, как функцию от Хи (ти = еге/). Значение 77, как правило, больше единицы. См. п. 5.3.2.2.
eef =mef =n-erd	Приведенный относительный эксцентриситет	Эксцентриситет, учитывающий напряженное сос- тояние, геометрические характеристики и чувст- вительность элемента к изгибу. См. п. 5.3.2.2.
<Р	Коэффициент продольного изгиба	Определяется по табл. 1*-3 обязательного при- ложения 15 СНиП 2.05.03-84* как функция от гибкости Л и приведенного относительного экс- центриситета ее{.
Проверка устойчивости		
N „	„ — <q>R-m А	у	Формула проверки устойчивости №167 СНиП 2.05.03-84*	Формула справедлива для сжатых и сжато-имн нутых стержней с открытыми и замкнутыми сече НИЯМИ.
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.3.2.1.	ВЫЧИСЛЕНИЕ ГИБКОСТИ
Гибкость - это основная характеристика сжатого стержня при расчете его
устойчивости. Гибкость элемента следует определять по формуле
Х = ^-,	(168)
i
где /е/- расчетная длина элемента (дина полуволны при потере устойчивости);

i =	- радиус инерции сечения, относительно оси, перпендикулярной плоскости
изгиба;
I-	момент инерции сечения, относительно оси, перпендикулярной к плоскости
изгиба.
Далее в расчетах встретится условная гибкость X, приведенная к текучести
стали
I = Х-
(5.3.21)
где Е - модуль упругости;
R„ - предел текучести стали.
Эта формула в СНиП 2.05.03-84* представлена в виде X=Lat. Коэффициент
ал = — вычислен для определенных марок сталей, и приведен в табл. 4* прил. 15 [1].
5.3.2.2.	ВЫЧИСЛЕНИЕ ПРИВЕДЕННОГО ОТНОСИТЕЛЬНОГО ЭКСЦЕНТРИСИТЕТА
Приведенный относительный эксцентриситет следует определять по формуле
(169)
где т] - коэффициент влияния формы сечения, определяемый по табл. 73 СНиП П-23-
81*, в зависимости от условной гибкости X и относительного эксцентриситета
™ = ек1,	(5.3.21)
где е , = — - относительный эксцентриситет в плоскости изгиба;
Р
е - действительный эксцентриситет приложения сжимающей силы при
М	«
внецентренном сжатии, или	ПРИ сжатии силойNс изгибом
моментом АГ;
р = — - ядровое расстояние сечения;
А
Wc - момент сопротивления сечения брутто, вычисленный для наиболее
сжатого волокна.
144
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 73 СНиП 11-23-81*
№	Схема сечения										Af Л„	Значения т? при			
												0<I<5		I >5	
												0.1<ги<5	| 5</и<20		0.1<m<5| 5<m<20	
1			—								-	1.0			
															
2		'v\i/		rft25 '							-	0.85			
3											-	0.75 + 0.021	0.75 + 0.02Z	0.85	
4		—f		Л и!	"“1	%>	г=0.25				-	(1.35-0.05ги)- - 0.01(5-ги)1	1.1		
					_±		h								
5		4У Ан-		Y о, 7й	T 0.15	“4	л 0-54 4»-	—	-			0.25	(1.45-0.05тя)- - 0.01(5-гиХ	1.2		
											0.5	(1.75-0.1ги)- - 0.02(5 -тХ	1.25		
											>1	(1.90 -0.1m)- - 0.02(6-mX	1.4-0.021	1.3	
6		О,~| |		^<0.15							-	7?s 1 - 0.3(5 -т)^- L	«j	0,		
7		4,		+f _-с ~-<0.>3	_ "	Л, ,			A				-				
8	0.5	с J		d -L Lo-sa,,			L				0.25 0.5	(0.75-0.05m )- - 0.0l(5-mX (0.5-0. Im )- -0.02(5-mX	1.0 1.0		
											>1.0	(0.25-0.15m)- - 0.03(5-mX	1.0		
9	с 0.5 А№ /			ZiL-JL			.A 1				0.5	(1.25-0.05m)- -0.01(5-mX	1.0		
											>1.0	(1.5-0.1m)- - 0.02(5 -mX	1.0		
1 0											0.5	1.4			
	<uj __			4^	>j	 ’54 V		"1^0.5 Aw				1.0	1.6- 0.01(5-mX	1.6	1.35 +0.05m	1.6
				ft							2.0	1.8- 0.02(5 -mX	1.8	1.3 + 0. Im	1.8
1 1											0.5	1.45 - 0.04m	1.65	1.45 +0.04m	1.65
	С 0.5A*. Z1			-~|Г			't> 11				1.0	1.8-0.12m	2.4	1.8 +0.12m	2.4
											1.5	2.0-0.25m + 0.1Z	—		
											2.0	3.0-0.25m + 0.1X	-		
10	3-941
5 Расчеты прочности и устойчивости
145
Пояснения к таблице 73_______________________________________________________
Относительный эксцентриситет m = -е = е—А-
р W
ГяГ i
Приведенная гибкость Т =
Примечания:
Для типов сечений 5-7 при подсчете значений Af/A„ площадь вертикальных элементов
полок не следует учитывать
Для типов сечений 6-7 значения гц следует принимать равными значениям ц для типа 5
при тех же значениях Af/Aw
Значения продольной силы N с изгибающего момента М в элементе следует
определять для одного сочетания расчетных нагрузок при расчете системы по
недеформированной схеме в предположении упругой работы материала.
При этом значения изгибающего момента М следует принимать равным:
-	для элементов постоянного сечения рамных систем - наибольшему в преде-
лах длины элемента;
-	для элементов с одним защемленным, а с другим свободным концом - мо-
менту в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины
от заделки;
-	для сжатых поясов ферм, воспринимающих внеузловую нагрузку, - наиболь-
шему моменту в пределах средней трети длины панели пояса, определяе-
мому из расчета пояса, как упругой неразрезной балки;
-	для сжатых стержней, имеющих одну ось симметрии, совпадающую с плос-
костью изгиба, с шарнирно-опертыми концами - моменту, определяемому по
формулам табл. 66 в зависимости от относительного эксцентриситета
е„, =	~ и условной гибкости А;
-	для сжатых стержней, имеющих две оси симметрии, расчетные значения
приведенных относительных эксцентриситетов следует определять по СНиП
П-23-81* по табл. 76 в зависимости от формы эпюры моментов, условной
г- т	М{ А
гибкости А и приведенных эксцентриситетов те/1 = т] 	.
_____________________________________________________Таблица 66 СНиП 2.05.03-84*
Относительный эксцентриситет а 	 rel~ N 'Wc	Расчетные значения изгибающего момента М при условной гибкости А	
	1<4	А>4
eret < 3	г М = м2 = мтах-^(мпт-М,) 4	М = МХ
3<^;<20	'У м = м2+^-(м^-м2)	е — 3 м = мх+-^—{м^-мЛ 1	। ij	\	ПЩХ	1 /
A/max ~ максимальный изгибающий момент в пределах длины стержня Мх - наибольший изгибающий момент в пределах средней трети длины стержня, но не менее 0.5-Л/тах А/ еге/ = - ™ ~— относительным эксцентриситет X - приведенная гибкость, см. выше.		
146
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 76 ( Hui I и
8=^- Мх	А	Приведенные относительные эксцентриситеты при т									«/!• Р111	1Ь ‘«А
		0.1	0.5	1.0	1.5	2.0	3.0	4.0	5.0	7.0	10.0	Is
Г\	6=-1.0 м11			1	0.10	0.30	0.68	1.12	1.60	2.62	3.55	4.55	650	9.40	
	2	0.10	0.17	0.39	0.68	1.03	1.80	2.75	3.72	5.65	8.60	18
	3	0.10	0.10	0.22	0.36	0.55	1.17	1.95	2.77	4.60	7.40	17.2
	4	0.10	0.10	0.10	0.18	0.30	0.57	1.03	1.78	3.35	5.90	15.4
	5	0.10	0.10	0.10	0.10	0.15	0.23	0.48	0.95	2.18	4.40	13.4
	6	0.10	0.10	0.10	0.10	0.10	0.15	0.18	0.40	1.25	3.00	11.4
	7	0.10	0.10	0.10	0.10	0.10	0.10	0.10	0.10	0.50	1.70	9.50
												
S --0.5 м,			1	0.10	0.31	0.68	1.12	1.60	2.62	3.55	4.55	6.50	9.40	19.4
	2	0.10	0.22	0.46	0.73	1.05	1.88	2.75	3.72	5.65	8.60	18.5
	3	0.10	0.17	0.38	0.58	0.80	1.33	2.00	2.77	4.60	7.40	17.2
	4	0.10	0.14	0.32	0.49	0.66	1.05	1.52	2.22	3.50	5.90	15.4
	5	0.10	0.10	0.26	0.41	0.57	0.95	1.38	1.80	2.95	4.70	13.4
	6	0.10	0.16	0.28	0.40	0.52	0.95	1.25	1.60	2.50	4.00	11.5
	7	0.10	0.22	0.32	0.42	0.55	0.95	1.10	1.35	2.20	3.50	10.8
												
5=0 М, I м2	1	0.10	0.32	0.70	1.12	1.60	2.62	3.55	4.55	6.50	9.40	19.4
	2	0.10	0.28	0.60	0.90	1.28	1.96	2.75	3.72	5.65	8.40	18.5
	3	0.10	0.27	0.55	0.84	1.15	1.75	2.43	3.17	4.80	7.40	17.2
	4	0.10	0.26	0.52	0.78	1.10	1.60	2.20	2.83	4.00	6.30	15.4
	5	0.10	0.25	0.52	0.78	1.10	1.55	2.10	2.78	3.85	5.90	14.5
	6	0.10	0.28	0.52	0.78	1.10	1.55	2.00	2.70	3.80	5.60	13.8
	7	0.10	0.32	0.52	0.78	1.10	1.55	1.90	2.60	3.75	5.50	13.0
												
5 = 0.5 М, !	" "		!	1	0.10	0.40	0.80	1.23	1.68	2.62	3.55	4.55	6.50	9.40	19.4
	2	0.10	0.40	0.78	1.20	1.60	2.30	3.15	4.10	5.85	8.60	18.5
	3	0.10	0.40	0.77	1.17	1.55	2.30	3.10	3.90	5.55	8.13	18.0
	4	0.10	0.40	0.75	1.13	1.55	2.30	3.10	3.80	5.30	7.60	17.5
	 М,	5	0.10	0.40	0.75	1.10	1.55	2.30	3.05	3.80	5.30	7.60	17.0
	6	0.10	0.40	0.75	1.10	1.55	2.30	3.00	3.80	5.30	7.60	16.5
	7	0.10	0.40	0.75	1.10	1.40	2.30	3.00	3.80	5.30	7.60	16.0
М. А												
5.3.2.3.	РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ СОСТАВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО СНИП 2.05.03-84*
Устойчивость составных элементов при центральном и внецентренном сжатии
следует вычислять:
- элемента в целом в плоскости действия момента или предполагаемого (при центра-
льном сжатии) изгиба, перпендикулярной к плоскости планок или перфорирован-
ных листов, по формуле (167) с дальнейшими формулами, как для цельного сече-
ния.
- элемента в целом в плоскости действия момента или предполагаемого (при центра-
льном сжатии) изгиба, параллельной плоскости планок или перфорированных лис-
тов, по формуле (167) и определением коэффициента фпо таблицам 1* приложе-
ния 15, с введением вместо гибкости А приведенной гибкости А^.
ю»
5 Расчеты прочности и устойчивости
14?
где Л - гибкость элемента в плоскости соединительных планок и перфорирован»!
листов;
Ла- гибкость ветви, определяемая при расчетной длине lef, равной расстоянию и
осях планок, а при перфорации, - равной 0.8 длины отверстия в свету.
Перфорированное
отверстие
Рис. 5.3.3
При определении площади сечения А, момента инерции I и радиуса инерции
/элемента следует определять эквивалентную толщину tef 0.8.
Для перфорированных листов шириной b, длиной / и толщиной t
(1731
где A = b l - площадь стенки без учета отверстий;
X 4 ~ суммарная площадь отверстий.
Для соединительных планок толщиной /
У/,
(П4)
где - сумма ширин планок вдоль элемента;
/ - длина элемента.
Составные элементы следует рассчитывать как цельные сплошностенчат
если наибольшие расстояния между планками (в свету) или между центрами край)'
болтов не превышают:
для сжатых элементов - 40 i;
для растянутых элементов - 80 i.
i - радиус инерции уголка или швеллера следует принимать для тавровых и
двутавровых сечений относительно оси параллельной плоскости расположение
прокладок, для крестовых сечений - минимальным. При этом в пределах длины
панели должно быть не менее двух прокладок.
5.3.2.4.	РАСЧЕТ СОСТАВНЫХ СТЕРЖНЕЙ ПО СНИП 11-23-81 *.
В гражданских нормах [3] приведены расчетные формулы для оценки
устойчивости составных стержней в зависимости от типа решетки и формы сечения
составного стержня.
Ниже приведенные номера формул и таблиц соответствуют номер
приведенным в СНиП 11-23-81*.
Устойчивость составных сжатых стержней, ветви которых соединены планк
или решетками, определяется по обычной методике с использованием коэффициент
продольного изгиба <р.
148
5 Расчеты прочности и устойчивости
-~-^RyYc,
<р-А
у, - коэффициент условий работ (аналог коэффициентами в СНиП 2.05.03-84*).
и ные обозначения приведены ранее.
1<> ,ффициент <р должен определяться по формулам (8)—(10) с заменой Л на Л,г.
ним Я,,.следует определять в зависимости от значений Яе/, приведенных в табл. 7.
(7)
Е
(8)
сближенная формула ср = 1 - 0.066  Л • VT (ошибка до 2 %);
R )
R (	R \	(	R >
«, = 1.47-13- —- 0.371-27.3--^ -Л- + 0.275-5.53--^ -Я?,
Y	£	Е	Е
Е
пиженная формула <р = 1.46-0.34-Я +0.021Л2(ошибка до 2 %);
332
Ф" Г-(51-1)
(9)
(Ю)
Таблица 7 СНиП 11-23-81*
		Приведенные гибкости Яе/	составных стержней сквозного сечения	
.ема		с планками при		
ения		-^<5 hb	^->5 hb	с решеткой
И				
1. _ У,		+0.82Л^(1 + и)	= 7^+	Р/ =	+«Г“ Ad\
: х 1 J К		V = ,.;Л( +0.82Л|(я12(]+л1)+^(1+л2))	=У^2у +^1 + ^2	1 - L2 4- ,/ g‘ 1 °2 ) У	(Л<Л л<?2 у
	3			
г у		=,]% +0.82р(1 + Зи3)	Лв/=Д+1.3-Л2	=^ЛУ+а''^
5 Расчеты прочности и устойчивости
149
Пояснения к таблице 7 СНиП И-23-81 *______________________________________________
В таблице 7 обозначены:
b - расстояние между осями ветвей;
I- расстояние между центрами планок (узлов фермы);
Л - наибольшая гибкость всего стержня;
Л], Л2, Л,- гибкость отдельных ветвей при изгибе их в плоскостях, перпендикулярных
осям соответственно 1-1, 2-2 и 3-3, на участках между приваренными планками (в свез ,
или между центрами крайних болтов;
А - площадь сечения всего стержня;
и Ad2- площади сечений раскосов решеток (при крестовой решетке двух раскосо<
лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2;
Ad- площадь сечения раскоса решетки (при крестовой решетке двух раскосов), лежащих
плоскости одной грани (для трехгранного равностороннего стержня);
а, и а? коэффициенты, определяемые по формуле а = 10 • —;
Ь I
а - длина диагонали;
Zь, ’ b	1/.I' b 1,, * b	1 ь , ,
и = ~ ~ и( = ° [ п2 =	лз = J J— коэффициенты;
/41 и/43 - моменты инерции сечения ветвей относительно осей соответственно 1-1 и 3
(для сечений типов 1 и 3);
/4| и /42 - моменты инерции двух уголков относительно осей соответственно 1-1 и 2-2 (для
сечений типа 2);
I,	- момент инерции сечения одной планки относительно собственной оси;
ZJ( и1г2 - моменты инерции сечения одной из планок, лежащих в плоскостях, перпендику-
лярных к осям соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2)
В составных стержнях с решетками помимо расчета на устойчивость стержн
целом следует проверять устойчивость отдельных ветвей на участках между узла'
Гибкость отдельных ветвей Я,, Л2и Л,на участке между планками должна быть
более 40. Гибкость отдельных ветвей в стержне с решетками не должна превышать на
участке между узлами 80 и приведенную гибкость стержня в целом.
Расчет соединительных элементов (планок, решеток) сжатых составных
стержней должен выполняться на условную поперечную силу Qflc, принимаемую
постоянной по всей длине стержня и определяемую по формуле
2Лс=7.15 10'6
£
2330----
N
9
<р
где У - продольное усилие в составном стержне;
<р - коэффициент продольного изгиба.
Условную поперечную силу следует распределять:
-	при наличии только соединительных планок (решеток) поровну между планками
(решетками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных к оси, относительно
которой производится проверка устойчивости;
-	при наличии с одной стороны сплошного листа, а с другой соединительных планок
(решеток) - пополам между листом и планками (решетками), лежащих в
плоскостях параллельных листу;
150
5 Расчеты прочности и устойчивости
ini! расчете равносторонних трехгранных составных стержней усглн
> речная сила, приходящаяся на систему соединительных элсмен
сложенных в одной плоскости, должна приниматься равной 0.8 Qfic.
асчет соединительных планок и их прикреплений должен выполняться КЯК
л )езраскосных ферм, на силу F, срезающую планку, по формуле
F =	(24)
«мент , изгибающий планку в ее плоскости, определяется как
(25)
Qs - условная поперечная сила, приходящаяся на одну планку.
Расчет соединительных решеток должен выполняться, как расчет решеток
м При расчете перекрестных раскосов крестовой решетки с распорками следует
1 гывать дополнительное усилие, возникающее в каждом раскосе от обжатия поясов
ычисляемое по формуле
л
Nad=a-N-^~,	(26)
А
Ы - усилие в одной ветви;
.4 - площадь сечения одной ветви;
~ площадь сечения одного раскоса;
а ~ коэффициент,
длина диагонали (раскоса);
расстояние между осями ветвей;
- длина ветви между узлами (длина панели).
5.4. ИЗГИБНО-КРУТИЛЬНАЯ ФОРМА ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ
В отличие от явления продольного изгиба, при котором элемент рассматривает-
стержень с не поворачивающимися относительно продольной оси сечениями,
гибно-крутильной форме потери устойчивости предполагается поворот сечения
। га относительно его продольной оси.
На рис. 5.4.1 показано поперечное сечение двутавровой изгибаемой балки при
ю-крутильной потери устойчивости.
Рис. 5.4.1
Схема приложения нагрузки
по высоте балки
а) Ь) с) d)
5 Расчеты прочности и устойчивости
1М
Величина критической нагрузки зависит от уровня ее приложения. На рисунке
приведены схемы приложения нагрузки по высоте балки относительно центра тяжести
балки. Видно, что в схемах а) и Ь) приложенная нагрузка усугубляет скручивание сече-
ния балки. На схеме d) видно, что нагрузка противится повороту сечения.
5.4.1.	РАСЧЕТНЫЕ ПРОВЕРКИ ПО СНИП
Расчетные проверки изгибно-крутильной формы потери устойчивости по СНиП
2.05.03-84* сведены н ибл. 5.4.1 и 5.4.2.
Таблица 5.4.1
НАПР- сос №• * ( ИнН	: HIIOI НИ1, •. пл щ М*	1IPOBEPKA УСТОЙЧИВОСТИ	ГИБКОСТЬ для определения (рс
	ill	N	
	чрН1ЫМИ	Rym	.	)£ А Л=Я- 	
	, 1175)	<рс по табл. 1-3 ” при eef = 0	У У Ncr
1 s А М	ИЗГИБ	N Ne	„ — + —- <<pcR т	.	ЕА Лу=лг	/	X
П 11 Ы ч!	.ЮСКОСТИ	A Wc	у	( еА
: мула (176)		<рс по табл.1-3 ° при eef =0	FT+^J
СЖАТИЕ + ИЗГИБ		N Ne	Ne — + —-у. + —-х < <p.Rvm A I с J с су	.	ЕА (	А	.	\
в двух плоскостях			
формула (177)			1 Ncr 1 + у-Л
		<рс по табл. 1-3 ’’при eef =0	1 к	у )
Сплошностенчатые элементы с моментами инерции сечений 1Х > I
” Табл. 1-3 обязательного приложения 15 СНиП 2.05.03-84* для определения
(коэффициента продольного изгиба) при eef = 0 и соответствующей Л;
< действительный эксцентриситет силы N при внецентренном сжатии и расчетный
эксцентриситет е = ^^при сжатии с изгибом;
действительные эксцентриситеты по направлению осей у и х расчетные
ЭКСИ1-Н । риситеты при сжатии с изгибом;
г. , < координаты наиболее сжатой точки от совместного действия Мх, Му, N;
/1 падь сечения брутто;
И мент сопротивления сечения брутто для сжатого волокна;
/, /, моменты инерции относительно соответствующих осей;
jV(T кришческая сила при изгибно-крутильной форме потери устойчивости.
152
5 Расчеты прочности и устойчивости
ним *> I 1
НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ, № формулы СНиП2.05.03-84*	ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ	ГИБКОСТЬ для определения <рь
ИЗГИБ в одной плоскости формула (178)	М ' — <£<ptRvm Wc	' tpb по табл. 1 -3 2) при ее/ = 0	I ОО 1 — V 2 |х“|	Ь	II	11 1й1*	«	" К	оооо II	V	AI
ИЗГИБ в двух плоскостях формула (178)	М ' и; ь у <рь по табл. 1 -3 3) при eeJ = Ц • еге!	Л—	'л " у \мсг
2	- Табл. 1-3 обязательного приложения 15 СНиП 2.05.03-84* для определен»!
<рь (коэффициента продольного изгиба) при ее/ = 0 и соответствующей Лу;
3	) - Табл. 1-3 обязательного приложения 15 СНиП 2.05.03-84* для определен,
<т
tpc (коэффициента продольного изгиба) при ее/=—— и соответствующей Л„;
-	наибольшее напряжение на боковой кромке сжатого пояса от изгибаюше
момента в горизонтальной плоскости в сечении, находящемся в пределах средн<
трети незакрепленной длины сжатого пояса балки;
-	напряжение в сжатом поясе от вертикальной нагрузки в том же сечении;
Мсг - критический момент (см. ниже).
5.4.2. ВЫЧИСЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКИХ МОМЕНТОВ
Критический момент Мсг должен быть определен в каждом отдельном с
учетом схемы балки и ее закреплений, типа поперечного сечения и схемы расг
ния нагрузки по высоте.
Вычисление критических состояний в сложных случаях может быть вьп
по деформированной схеме с учетом начальных несовершенств и усилиями, щ
ми из упругого расчета.
Информация для определения Мсг может быть получена из приложени»
В простых случаях, можно воспользоваться формулами и таблицами [8]. В
5.4.4 приведены формулы для вычисления критических нагрузок для дву>
лок постоянной высоты с двумя и одной осями симметрии для двух сл\
жения.
5 Расчеты прочности и устойчивости
Таблица 5.4.3
Шарнирно-опертая балка, нагруженная сосредоточенной силой (торцы балки закреплены от боковых смещений)		
	|р	_ г-к^ЦГс *сг ~	/2 в = Е1у С = GIk 4GIk(l\ 4Ik f/Y EIy	Iy2(\+v)\h)
	\			jk	
a	0.4	4	8	16	24	32	48	64	80	96	160	240	320	400
к	86.4	31 '		21.8	20.3	19.6	18.8	18.3	18.1	17.9	17.5	17.4	17.2	17.2
кв	51.2			15.5	15.4	14.9	14.8	15.0	15.0	15.1	15.3	15.5	15.7	15.8
кИ	146			30.4	27.2	25.5	23.5	22.4	21.6	21.1	20.0	19.3	18.9	18.7
к - в с 	я нагрузки к оси балки;
кв - в с	я нагрузки к верхнему поясу балки;
кн - в с	я нагрузки к нижнему поясу балки;
h - вые-i
Е-мол	н;
v - КО )1'	ассона;
1у - мо	। балки относительно	вертикальной оси;
1к - мо	। при чистом кручении.
Значения коэффициента г
	0.50	0.45	0.40	0.35	0.30	0.25	0.20	0.15	0.10
Г ®	1.00	1.01	1.05	1.12	1.24	1.42	1.72	2.23	3.31
Таблица 5.4.4
Шарнирно-опертая балка, нагруженная распределенной нагрузкой (торцы балки закреплены от боковых смещений)															
г								/ .ч _ к • -JB  С \Р Осг ~ р В = Е1у С = GIk 4GIk(l}2	4-Ik (I}2 EIy ) Iy2 (l+v)[h)							
а	0.4	4	8	16	24	32	48		64	80	96	160	240	320	400
к	143	53	42.6	36.3	33.8	32.6	31.5		30.5	30.1	29.2	29.0	28.8	28.7	28.6
кв	93.0	36.4	30.1	27.6	26.7	26.1	25.4		26.0	25.9	26.0	26.5	26.6	26.7	26.7
кн	222	77.3	58.9	47.9	43.4	40.4	37.6		36.2	35.2	33.3	32.2	31.5	31.1	30.8
Обозначения смотри в табл. 5.4.3															
154
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.4.3. КРИТЕРИИ УСТОЙЧИВОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ БАЛОК
Приведенные критерии устойчивости даны на основании норм [3].
Свободная длина сжатого пояса /^сплошной изгибаемой балки должна С
принята равной расстоянию между поперечными связями, удерживающими поя<
бокового смещения. Закрепление должно быть рассчитано на условную поперечною
силу
Qfic = 7.15-10-0
£
2330----
Я,
<Р '
N- предельное продольное усилие в сжатом поясе с участком % высоты стенки
N = (A f+0.25-Aw)-Ry;
Af,Aw- площади сжатого пояса и стенки;
<р - коэффициент продольного изгиба сжатого пояса при гибкости, равной
Л = — (здесь i - радиус инерции сжатого пояса в горизонтальной плоскости);
i
EnRy- модуль упругости и расчетное сопротивление стали текучести.
Предельные расстояния между связями сжатого пояса сварных и прокатных
h	bf
балок (при отношениях 1< — <6и 15 < — <35), для которых допускается не выпол-
ет
нять проверку изгибно-крутильной устойчивости, следует определять из табл. 5.4.5
Таблица 5.4.5
Место приложения нагрузки	Предельное значение отношения — bf		
К верхнему поясу	< bf~	br (	bf Ль, 0.35 + 0.0032 —+ 0.76-0.02 — U- G [	tf )h	I'f
К нижнему поясу	1JL< bf	b, (	bf}bf 0.57 + 0.0032 • — + 0.92-0.02 — -2- tf I	
Независимо от уровня приложения нагрузки при расчете участка балки между связями или при чистом изгибе	< bf '	bf (	bf}l 0.41 + 0.0032 —+ 0.73 - 0.016 — - tf (	tf ,	
Выше обозначены:
bf и tf - ширина и толщина сжатого пояса;
h- расстояние в осях поясов;
для балок с креплением пояса на высокопрочных болтах предельные значения
— могут быть умножены на 1.2;
bf
b f	b f
для балок с отношением — < 15, в формулах следует принимать — = 15.
Ч 
5 Расчеты прочности и устойчивости
В новых американских нормах [15] имеется следующая рекомендация по
проверке устойчивости сжатого пояса изгибаемой балки. Проверку изгибно-
крутильной формы потери устойчивости изгибаемой балки допускается не выполнять,
если выполнено условие
'•'s'-764#
где p.i	связями сжатого пояса;
р	iroro пояса с участком стенки, равной 1/3 высоты сжатой
зоны стен	:< 1ьно вертикальной оси.
5 4	I 11 ПАЯ ОЦЕНКА УСТОЙЧИВОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ БАЛОК
!ьная оценка общей устойчивости изгибаемых балок может быть
:е сжатого пояса как сжатого стержня. Консервативный подход к
.. । включать в состав пояса участок стенки к нему примыкающей,
емки может быть определена по формуле сохранения устойчивости
।> с веса
=0.56 -tw •
Радиус инерции должен быть вычислен с учетом участка стенки высотой .
Рис. 5.4.2
Расчет должен быть выполнен в соответствии с пунктом 5.3.2 по формуле (167).
Проверка выполняется на условную продольную силу N:
N^{Af+Ahcw)-(yCf,
гле । К. - площади сжатого пояса и участка стенки, высотой hm;
напряжение сжатия в центре тяжести пояса (рис.5.4.2).
5.5.	УС IОЙЧИВОСТЬ СТЕНОК И СВЕСОВ
5.5.1.	КРИТЕРИИ ПРОВЕРКИ УСТОЙЧИВОСТИ
Устойчивость пластинок, опертых по одной стороне (свесов), и пластинок,
опертых по двум сторонам (стенок) может быть обеспечена отношением длины к
толщине, в соответствии с данными табл. 5.5.1. На рис.5.5.1 показаны типичные
сечения продольных ребер ортотропных плит.
156
5 Расчеты прочности и устойчивости
a)
b)
d)
Рис. 5.5.1
При оценке устойчивости принято, что напряжение сжатия по всей ширине
пластинки достигает предела текучести, а защемление кромок пластинки не
учитывается. Оценка устойчивости при этом выполняется по формуле
(5'5”
где hef - расчетная ширина пластинки /гили b в соответствии с рис.5.5.1;
К - коэффициент, принимаемый по табл. 5.5.1
Таблица5.5.1
Сечения	К	Ширина пластинки (характерный размер)
Пластинки, опертые по одной стороне		
Свесы поясов и плит	0.50	Свесы (половина ширины пояса) двутавров
		Расстояние от кромки листа пояса до оси первого ряда болтов
		Ширина полосового ребра
		Ширина полки швеллеров или перьев уголков
Пластинки, опертые по двум сторонам		
Стенки и прочие элементы	1.40	Расстояние в свету между ребрами
		Ширина стенки или пояса гнутого ребра без радиусов загиба
		Расстояние в свету между полками без прокатных радиусов
Для характерных значений Ry величины — приведены в таблице ниже.
Расчетное сопротивление текучести, Ry (кг/см2)	2500	3000	3500	40000
Пластинки, опертые по одной стороне	14.5	13.2	12.2	И '
Пластинки, опертые по двум сторонам	40.6	37.0	34.3	з
В том случае, если устойчивость по формуле (5.5.1) не обеспечена, ел
выполнить более подробные расчеты.
Для цилиндрических труб
5 Расчеты прочности и устойчивости
для прямоугольных труб
— <1.7- В,
где D - диаметр трубы;
b - ширина трубы в свету;
t - толщина стенки трубы.
5.5.2. ОЦЕНКА УСТОЙЧИВОСТИ ПЛАСТИНОК ПО СНИП 2.05.03-84*
Нижеприведенная методика оценки устойчивости пластинок учитывает величи-
ну и характер распределения напряжений по ширине пластинки, а также эффект за-
щемления пластинки.
Устойчиво*
ребрами жесткое
0.2<тг, допускает«.
ширины полки (А,
i весов поясов и стенок элементов, которые не подкреплены
три среднем уровне касательных напряжений, не превышающих
еспечивать назначением отношения высоты стенки (й и hw) или
/>4) к толщине (/ , tw , tf и tk) не более
h	b
— или-<0.951а-
t	t
Коэфф
для пластию
рис. 5.5.1) ио
юдует определять:
по одной стороне, имеющих свесы с ширинами bhn h(см.
ДЛЯ пластинок, с:
формуле
а = 11 + _Л1£_ ]. J0.405 +0.085 §2 ;
3-tf + 4) У
। lx по двум сторонам, имеющих ширины />;и /ти,(см. рис. 5.5.1) по
(180)
где I? - ко >ффи 11
<z = Г 1 + °_96_ |. ф4 +3.85233 ,
lO-tf+З J
ущемления пластинки, определяемый по табл. 67;
(181)
ициснт формы эпюры напряжений в пластинке;
где ст, и ст, о
границам iuiai , .
- прин
в зависимое.
। н.ное и минимальное продольное нормальное напряжение по
ожительное при сжатии.
этическое напряжение, определяемое по формулам табл. 5.5.2
за которые принимают действующие
- коэффициент условий работ, принимаемый по
IHOC
кри । и ческих напряжений <тХ1
напряжения
табл. 60*).
Если пренебречь влиянием защемления, то вычисления могут быть существенно
упрощены и формулы (180) и (181) приобретут следующий вид.
Для пластинок, опертых по одной стороне,
а = 70.405 + 0.085-^2;
(5-5.2)
для пластинок, опертых по двум сторонам,
а = 74+3.85 <23Г.
(5.5.3)
158
5 Расчеты прочности и устойчивости
Т«блип> ‘
Сталь	Интервал значений действующих напряжений <ухсг=~^ МПа (кг/см2) т	Формулы для определения критических напряжений МПа (кг/см2)		J
Углеродистая сталь обыкновенного качества	0-176 (0-1800)	ЫН		
	176-205 (1800-2100)		1			 > 1.868 10'3 -2.420-ИГ3 J1-1000— V	Е	Е
	>205 >(2100)	385(3923)		
Низколегированная сталь с нормативным пределом текучести 340 МПа	0-186 (0-1900)	1.111 -охсг		
	186-284 (1900-2900)		(	J ст 1 2.544 10*’ - 2.620 -10*’•. 1-724—— У	Е	Е
	>284 >(2900)	524 (5342)		
Низколегированная сталь с нормативным пределом текучести 390 МПа	0-206 (0-2100)	1111 охсг		
	206-343 (2100-3499)		f	ст 1 2.868-1 О*3 -2.778-10 3 -J1-600 — V	Е V ...	.		>	Е
	>343 >(3499)	591 (6023)		
5.6.	ПРОВЕРКИ УСТОЙЧИВОСТИ СТЕНОК БАЛОК
5.6.1.	КРИТЕРИИ ДЛЯ ВЫБОРА РАСЧЕТНОГО СЛУЧАЯ
Рассчитываемая конструкция - это стенка балки жесткости моста, оснащенная
поперечными ребрами жесткости, а при значительной ее высоте и продольными
ребрами. Продольные и поперечные ребра делят стенку на отдельные отсеки. Сечення
ребер назначены таким образом, что общая устойчивость стенки с ребрами обеспечена.
Цель настоящих проверок - обеспечить устойчивость отсеков.
Ниже приведенные проверки выполнены на основании норм [1] с некоторыми из-
менениями в обозначениях и выкладке материала. Изложение материала ориентировано
на составление программы расчета устойчивости. Расчетный случай, к которому следчст
отнести проверку устойчивости отсека, зависит от следующих четырех критериев:
КРИТЕРИИ 1. Напряженное состояние стенки балки характеризует Э1 «
действующих нормальных напряжений вдоль балки стх. Различают два типа напря
ного состояния отсека:
-	стенка сжата по обеим кромкам;
-	стенка сжата по одной кромке и растянута по другой.
КРИТЕРИЙ 2. Количество отсеков на стенке:
-	один;
-	два;
-	три и более.
5 Расчеты прочности и устойчивости

КРИТЕРИЙ 3. Положение отсека на стенке:
-	крайний;
-	промежуточный.
КРИТЕРИЙ 4. Напряженное состояние отсека характеризует эпюра действую-
щих нормальных напряжений вдоль балки . Различают три типа напряженного сос-
тояния отсека:
-	отсек стенки сжат по обеим кромкам;
-	сек стенки сжат по одной кромке и растянут по другой;
ек стенки растянут по обеим кромкам.
Польз . выше указанными критериями, можно определить набор формул, по
которым сЛ1 г выполнять проверку устойчивости отсека.
5.6 2. 1ЮСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ ДЕЙСТВИЙ ПРИ РАСЧЕТЕ УСТОЙЧИВОСТИ
<Шрсделить значения напряжений вдоль оси стенки балки <тл, поперек стенки
t клса юльных тл2. При определении напряжений следует учесть местные нагрузки
<снки в местах сосредоточенной передачи усилий.
Рис. 5.6.1. Напряженное состояние участка стенки
5.6.3. ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Исходные данные
X	и »рмальная сила (положительная при сжатии) в сечении моста;
। ибающий момент (наибольший) в пределах рассматриваемого отсека;
•перечная сила (наибольшая) в пределах рассматриваемого отсека;
определенная поперечная нагрузка (по 2) на стенке;
средо точенная сила (по 2) на стенке;
not ок нормальных усилий по X от местных воздействий;
р. iioioK нормальных усилий по 2 от местных воздействий;
рк~ поток касательных усилий от местных воздействий;
1 - момент инерции сечения моста в пределах отсека;
5. - статический момент сдвигаемой части сечения по границам г-го отсека;
п - количество отсеков;
i - рассматриваемый отсек;
hw - высота стенки;
160
5 Расчеты прочности и устойчивости
hi - высота i -го отсека;
а, - ширина / -го отсека;
- толщина i -го отсека;
aq - длина распределения нагрузки q на уровне кромки стенки;
аР - длина распределения нагрузки Р на уровне кромки стенки;
zf - расстояние от кромки стенки со стороны усилия Р до уровня вычисления
напряжений;
z - расстояние от кромки стенки со стороны распределенной нагрузки q до уровня
вычисления напряжений;
z. - ордината уровня вычисления напряжений в / -том отсеке.
Вычисляемые параметры
, Txz, max ~ максимальное напряжение в i -том отсеке - нормальное (положительное
при сжатии) и касательное (всегда положительно);
CTx,/,min > Txz.> min ~ минимальное напряжение в i -том отсеке - нормальное (положительное
при сжатии) и касательное (всегда положительно);
ст2Лтах- максимальное поперечное напряжение в i -том отсеке (учитывается положите-
льное при сжатии);
- меньшая из сторон i-го отсека а. или /г,;
<£,. = 1 - д-™"— коэффициент перекоса эпюры напряжений в пределах г -го отсека;
^П./.тах
д,. = -- коэффициент формы i -го отсека;
/г,.
, 1
д, = д если я, > п., иначе д, = -;
Д
% - коэффициент упругого защемления стенки поясом балки. Определяется для
крайних отсеков по табл. 4, 7, 9, 10, 11 и 12, а также по непосредственным
указаниям к формулам. Для промежуточных отсеков / = 1.0;
£ - коэффициент, учитывающий локальный характер действия нагрузки Р и прини-
маемый по табл. 6. При распределенной нагрузке £ =1.0;
р = 1.04— - коэффициент к табл. 6, учитывающий локальность воздействия силы Р
h,
на /—й отсек;
z - коэффициент, учитывающий форму отсека, и определяемый по таблице 8;
i - коэффициент, учитывающий форму отсека, и равный: 1 = 1.0, если д;>0.7 и
i = 2.0, если 0.4 < д( < 0.7 ;
8 - коэффициент, учитывающий форму отсека, и определяемый по табл. 13.
5.6.4.	ВЫЧИСЛЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ В ОТСЕКАХ
Напряжения тХ2 должны быть вычислены для верхней и нижней rp.it
рассматриваемого отсека, с учетом местных воздействий на стенку. I (а :
показан участок стенки, который разделен продольными и поперечными 
отдельные отсеки. Эпюра нормальных напряжений <тх от общих воздет nuu
и _ 3.941
5 Расчеты прочности и устойчивости
изображена на рис. 5.6.1. Напряжения для границ /-го отсека стенки от общих и
местных воздействий могут быть вычислены по таким формулам:
W М-Z' А.	т -Q'S‘
*•' A I	г t,	' It, t,
Сжимающие напряжения ст, и ст2 принимаются положительными при сжатии.
Касательные напряжения тк — всегда положительны.
Поперечные напряжения следует вычислять по программам, использующим
конечные элементы «балки стенки» или оболочки. В таких расчетах есть возможность
имитировать поперечные ребра на стенках, которые существенно влияют на распреде-
ление напряжений в стенке. На рис. 5.6.2 показана эпюра распределения поперечных
напряжений ст, по высоте стенки при действии сосредоточенной единичной силы.
Рис. 5.6.2. Эпюра распределения напряжений ст2
Допускается определять напряжения по нижеприведенным приближенным
формулам. 1
Р, приложс
ipejic и ние потока усилий по высоте стенки от сосредоточенной силы
й к поясу, может быть определено по формуле (8) СНиП.
2 Р а А 2 1
-----arctg----3-V 11-- V j arc/ga .
(8)
Расп .пение нормальных напряжений по высоте стенки от равномерной
нагрузки д, 1.[>и1южснной к поясу по всей длине панели, может быть определено по
формуле (9) < НиП.
рг =g-(l-3-v2+2v3).
(9)
П аР .
v
В формулах приведены коэффициенты:
а
а = —— - коэффициент, учитывающий локальный характер приложения силы Р;
К
v = z-p- или v = — - коэффициент, учитывающий уровень вычисления напряжений при
К
действии сосредоточенной силы или распределенной нагрузки.
162
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.5.5. РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ ПРОВЕРОК УСТОЙЧИВОСТИ
Все проверки устойчивости отсеков можно разделить иа несколько расчет»
случаев. В далее приведенных таблицах номера формул и таблиц соответсп»;
номерам, приведенным в приложении 16 СНиП 2.05.03-84*.
Проверка устойчивости отсека должна быть отнесена к одному из дев»!и
расчетных случаев, приведенных в табл. 5.6.1
Таблица 5.6.1
№	№ расчетного случая	Критерии отнесения к расчетному случаю			
		Напряженное состояние стенки	Число продольных ребер	Положение отсека по высоте стенки	Напряженное состояние отсека
1	1	Сжато- растянутая стейка	Нет продольных ребер	Крайний	Сжато-растянутый
2	2.1		Одно продольное ребро	Крайний	Наибольшее растяжение
3	2.2			Крайний	Наибольшее сжатие
4	3.1		Три и более продольных ребер	Крайний	Растянутый
5	3.2			Промежуточный	Растянутый
6	3.3			Промежуточный	Сжато-растянутый
7	3.4			Промежуточный	Сжатый
8	3.5			Крайний	Сжатый
9	3.6	Сжатая стенка	-	-	-
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАЙ 1
Характеристика отсека и критерии	Номера формул н таблиц для расчетов устойчивости стенок, имеющих только поперечные ребра жесткости		
Отсек без продольных	Проверка устойчивости —> ф. (10)		
	z	\2 Z	ч2		
	( СТ	СТ, I \ О),-ст,„ ст,„		22^ <i
	\	~ / К -	7 О), —> таб.2 как функция от	О)2 = 1 + 0.5 •		0.5^		
ребер КРИТЕРИИ: если и = 1, то использовать формулы (10),(11),(12),(13)	Вычисление критических напряжений в предположении упругой работы	-»ф.(11) ctw/=9.05 10-s-^-£- % = 1.4 или —» таб. 4 £ —» табл.5, как	< h‘ ) функция ОТ Ц И £
		—»ф. (12) СТг у- =9.05 30 s ZE \ a J f =1 или f -»таб. 6 при p = 0.35 %-* таб.7	z —>таб,8	
		->ф.(13)	=0.476.10-6 Z fl020+2^\[100 'Q ./; Pi j ( “	) % =1 или —> таб.9 ц, = ц при а > Ау и	пр» aS А,	
и»
5 Расчеты прочности и устойчивости
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАЙ 2.1
Характеристика отсека и критерии	Номера формул и таблиц для расчетов устойчивости для стенок, имеющих одно продольное ребро	
Отсек с наибольшим значением растягивающих напряжений КРИТЕРИИ: если я = 2 Н если <0- если о, - «Нох.тт)> if использовать формулы (10),(11),(12),(13)	Проверка устойчивости -> ф. (10)	
		/ \2 / \2 1	ст	0.9-1	„	е 	*— ц	£_	4- 	 < 1 (Dj —> табл.2 как функция от $ ^6?] 0’хсг ^2,сг ,	ГХ2,сг J ®2
	Вычисление критических напряжений в предположении упругой работы	/	V ->Ф (И) ff^=9.05-10-5 Х-£-	Е 1 и, 7=1.0 £—> табл.5, как функция от [J. и
		„	„	(100 /, Y „ ->ф-(12) а1сге{ = 9.05-10 •£ Х?\	Е 1 a J £ =1 или £ -> табл. 6 при р = 0.35 %-1.0	2-> табл. 8
		->Ф- (13) tiw/=0.476-10-6 -2- 1020 + ^	'Е \	^1 7 V Я 7 у =1 )/| = Д при а> hi и /х, = 1 / /т при а < hf
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАИ 2.2
	Проверка устойчивости -> ф. (14)	
	ст, * ст\ Го.9тд' ®| ' х.с, & z.cr ( Тг.сг	2 <1.0 a>t -> таб.2 как функция от
Отсек с		Z	\2 е	(ЮО Г ]
наибольшим	->Ф-(Н) Ow/=9.05-1(	1 X'	£
сжимающим		
напряжением	>s	% —> табл. 10, как функция от у, или =1.35, или =1.3	(п.5.1)	
	®	£ -> табл.5, как функция от	Ц и	(п.4.1)
КРИТЕРИИ:	W <8	
если п = 2	->Ф-(15) О=9.05-10	-3 .. (1+дг12П 100-1, ,Е
И	X	Ц12	J
если ст>жи >0,	| е /=1 при д > 0.7 1 =2 при 0.	7 > д > 0.4
если	т s х —> табл. 11 для СТЖБ, или —> табл. 12 для сварных балок	
	К | Если есть сосредоточенная сила, то значение ст, cr ef следует умножить	
ТО ИС ПОЛЬ ювать	S °	2(Л,+а )
формулы	х с на 1.55 и если а > 2  (h, +а « Е(	‘	р),ТОД-
(14),(11),( 15).(13)	5 К	п\
	5 5 *	(	760^1 (100 / Y
	а	—>ф.(13) T^rf/ =0.476-10 х- 1О2О+ 2 •	Е 1	J 1 d )	
	1 + 7 X, “ 2	> табл.9 //, =	и при at > ht и //,=!/// при а. < h.
164
5 Расчеты прочности и устойчивости
РАСЧЕТН1.1
I
Характеристика отсека и критерии	Номера формул и таблиц для расчетов устойчивое i и	| подкрепленных несколькими продольными ребрами * »	'	
Крайний растянутый отсек КРИТЕРИИ: если п > 3 И если i = п или если i=1, ^х.тш <0. если «’x.min = мт^х,тт )> то использовать формулы (16),(17),(18)	Проверка устойчивости —> ф. (16)	
	*1-о \ (J	т У z,cr	* xz,cr	
	Вычисление критических напряжений в предположении упругой работы	-
		-^ф.(17) <y2Cref =0.476 1(Г6-5.(1^-] -Е 8 —> табл. 13, как функция от alhj
		^.е/^Ф-08)	0-476-10“б-[1250 + ^1(1^1 -Е ( А Д d ) = Ц при а> ht и ц( = If ц при а < h.t
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАЙ 3.2
Проверка устойчивости —> ф. (16)
Промежуточный
растянутый отсек
КРИТЕРИИ:
если п > 3
и если
Iп и / #1,
и если
<0>
то использовать
формулы
(16),(17),(19)
->ф.(17) СТ
= 0.476-10'6- 5-[—-Е
а, I
8 —» табл. 13, как функция от а / й.
—>ф.(19) Т
760 । Г100
Д? И d
= 0.476-ИГ6- 1020+-Д- -
f-ii = Ц при a>ht и Д] = 1/д при a<ht
5 Расчеты прочности и устойчивости
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАЙ 3.3
			Проверка устойчивости			->	Ф(Ю)		
									
			!( ст> ,	2 +	' 0.9-			2	1
Промежуточный сжато-растянутый			со, =1.0		а V со	- т 2 xz,cr 2 = 1			
отсек КРИТЕРИИ, если и>3 и если i * п и i * 1	пряжений	работы	J	-»ф.Н	<т„г^ =9.05-10 5 X =1.0 £—> табл.5, как функция от р и				юр-/,. У A j £		Е
и если если а, <0.	'нх на	ругой	~>Ф-12 <rw/ = 9.05-10" £ -> табл.6 при р = 0.35 X	=1		z Z -	(100/,		\2 1 Е
И «ли	ЙО, то испо.ть юнатъ формулы (10),(1 )),(12),(13)	X s £Х *	5. X £ X * О			'2		к а‘ табл. 8		
	£ S 5 £ ST 3 CQ	5 с S £Х С 03	~>Ф-13 Twf = 0.476-10 X =1 И) = g при а,. > к и	-6.	г = 1	1 * /р при о,.			Vioo-cY ) d ) <ht
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧАЙ 3.4
Промежуточный сжатый отсек КРИТЕРИИ: если »>3 и если i *п и i*l, и если <ГЖ1Ш > 0 и если а,.™и >0, то использовать формулы (14),(11),(15),(13)	Проверка устойчивости —> ф. (14)	
	Х,СГ	G2.£Г	xz,cr C»| -> таб.2 как функция от §	
	Вычисление критических напряжений в предположении упругой работы	-*Ф-П ^x.er,ef =9.05-10 5 -2-e f , ') Е V h. ) X=l-0 Е->табл.5, как функция от р и §
		^ф,15 ДС ( а,. } 1 =1 при р > 0.7 1 =2 при 0.7 > р > 0.4 х =*
		-^Ф-13	=0.476-IO'6 .^.GoSO + ^Vl^) .Е у =1 Д) = р при а, > й, и jUj = 1/jU при о, < й,
166
5 Расчеты прочности и устойчивости
PA( 41 liibi
Проверка устойчивости -> ф. (14 >
Крайний сжатый
отсек
КРИТЕРИИ:
если п>3
и если
i = п или i = 1,
и
«У”1	> 0
И
^.т.шах = МЛх(рх,тах )»
то использовать
формулы
(14),(И),(15),(13)
)Г°-9т*Л<
®1 '^х,сг ^-..сг ^xz,cr J
<«] —> таб.2 как функция от £
-»Ф-П	<^/=9.05 НО'5 Х е	Е
X —> табл.4, как функция от у £ -» табл.5, как функция от fl и *
.2
ai /
Ф-<5 <rw/ = 9.05 • 10-5  х •
рт
I =1 при р > 0.71 =2 при 0.7 > // > 0.4 х табл.!1 или -+ твб;
->Ф-13	=0.476-10-6 .j.[1020+^]{^ 1
X =1 или —> табл.9 Ц, = Д при а,. > h. и /1( = 1/)1 при
РАСЧЕТНЫЙ СЛУЧ \!
Характеристика отсека и критерии	Номера формул и таблиц для расчетов устойчивости для сжатых отсеков стенки, сжатой по всей высоте	
Стенка сжата по всей высоте КРИТЕРИИ: если то использовать формулы (20),(11),(12),(13)	Проверка устойчивости -» ф. (20)	
	г	\2 1.1-СГ, 1.1(7 Т ] '^jc^cr	Z,cr	J G)} -» табл.2 как функция от %	
	Вычисление критических напряжений в предположении упругой работы	J	-»Ф(11)	^^/=9.05 10-sX£.f^^l Е 1 nt J % =1.4 или табл. -» 4 Е—> табл.5, как функция от fl и
		-»Ф-<12)	<rw/ =9.0510-5-С X-г	Е ( a. J £=1 или £-» табл.6 яри р = 0.35 % —> табл.7	г-Фтаб^н
		-»Ф-(13) т =0.476 10’6Г1020 + -^^)Г—j (	Д d ) 2 =1 илитабл.9	при at > ht и /4е=1/д при	h
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.6.5.	ВЫЧИСЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКИХ НАПРЯЖЕНИЙ
Приведенные критические напряжения , <тгст.с/и тхгсг е/, найденные по выше
приведенным формулам, предполагают неограниченную упругость материала пластинки
(отсека). Для оценки устойчивости в формулы (10), (14), (16) и (20) должны быть подставлены
значения критических напряжений	и гасг, ограниченных пластической работой
материала в соответствии с табл. 3 приложения 16* [1].
Таблица 3
Сталь	Интервал значений °x,cr,ef МПа (кг/см2)	Формулы для определения критических напряжений			
Углеродистая сталь	0-196 (0-2000)	стх£.г =0.9<Tw/m			
	196-385 (2000-3921)	=	-170.7-	х2 + 0.6375 • —~е1 + 0.4048 • 10"3 Е J	Е	Е-т
	>385 >(3921)	^.cr =		&	А 0.03114--^^/+0.9419-10’3 1-Ет ч	Е	J	
Низколегированная сталь с пределом текучести 340 МПа	0-207 (0-2111)	стххт =0.9<Tw/m			
	207-524 (2111-5342)	^Х.СГ =	/V -201.2 .р^С] +1.024-^^- + 0.0795-10’3 1 £ J Е		Е-т
	>524 >(5342)	О’х.ег -		<у 0.03572 --EP^L +1.290-10’3 1Ет Е	)	
Низколегированная сталь с пределом текучести 390 МПа	0-229 (0-2333)	<\сг =0-9ахеге/-т			
	229-591 (2333-6024)	=	/	\2 -215.8 Р^М +1.238---^-0.11091-10’3 1 £ J Е		 Ет
	>591 >(6024)	в = Го.03677-+ 1.561-10’31-Е-т 1	Е	J			
Примечания к табл. 3.
1.	При определении критических поперечных напряжений в формулах следует поменять
ст,.„и ор^на <р,е/.
2.	При определении критических касательных напряжений в формулах следует поменять
3.
т	т
_	X2,cr _	v xz,cr,ef
<5 на------- и (У f на-----------.
0.6	 '	0.6
В формулах m - коэффициент условий работ, определяемый по таблице 60* [1].
168
5 Расчеты прочности и устойчивости
На рис. 5.6.3 показан график, построенный по формулам табл. 3. Каждая »
состоит из трех участков. Первый - прямолинейный участок от нуля до щ
пропорциональности стали; второй - криволинейный участок, и последний, грс
Приведенные критические напряжения <Усге/ МПа
Рис. 5.6.3. График приведения критических напряжений
5.6.6.	ТАБЛИЦЫ ДЛЯ ВЫЧИСЛЕНИЯ ЗНАЧЕНИЙ /3 ,а>;,% ,е ,z и 8
1. КОЭФФИЦИЕНТ р
Номера таблиц соответствует номерам, данным в прил. 16* [1].
р - коэффициент, учитывающий степень защемления пояса балки конструктивны
ми элементами плиты проезда.
Таблица 1
№	Характер закрепления сжатого пояса балки приваренного к стенке	Коэффициент Р
1	К поясу с помощью лапчатых болтов прикреплены мостовые брусья	0.3
2	К поясу с помощью шпилек присоединена плита на деревянных подкладках	0.5
3	Пояс свободен	0.8
4	К поясу присоединена ортотропная плита	2.0
5	К поясу присоединена сборная железобетонная плита	1.5
6	К поясу присоединена монолитная железобетонная плита	20
2. КОЭФФИЦИЕНТ у
з
- коэффициент, учитывающий защемление пластинки сенки
IП ' ч
сом балки;
tf и bf - толщина и ширина пояса балки. Ширина свеса пояса, огр • чгн
ниями 11.5, 12 и 14 толщин пояса, для сталей с пределом текуч« '
220 соответственно. Для ортотропной плиты ширина может
5 Расчеты прочности и устойчивости
равной 36, 38 и 44 толщин настила плиты в каждую сторону от стенки, для
сталей с пределом текучести 390, 340 и 220 соответственно, но не более
половины ширины коробки.
3.	КОЭФФИЦИЕНТ (О,
а)} - коэффициент, учитывающий форму эпюры нормальных напряжений.
Таблица 2
$	0	0.5	1.0	1.5	2.0	3.0	4.0
О),	1.00	1.05	1.10	1.15	1.20	1.30	1.40
4.	КОЭФФИЦИЕНТ X
X - коэффициент упругого защемления отсека стенки примыкающим поясом.
Для расчетных случаев 1 и 3.5 и 6 при вычислении ox cr ef
Для сварного прикрепления пояса к стенке Таблица 4
Y	0.25	0.5	1.0	2.0	4.0	10	>10
X	1.21	1.33	1.46	1.55	1.60	1.63	1.65
Для болтового прикрепления пояса = 1.4.
Для расчетных случаев 1 иб при вычислении а2сге{
Для сварного прикрепления пояса к стенке Таблица 7
У	Значение коэффициента х при р					
	0.4	0.6	0.8	1.0	1.5	>2.0
0.25	1.19	1.19	1.20	1.20	1.19	1.18
0.5	1.24	1.29	1.30	1.32	1.32	1.32
1.0	1.28	1.36	1.41	1.47	1.52	1.56
4.0	1.32	1.45	1.57	1.73	1.97	2.21
>10	1.34	1.49	1.65	1.88	2.51	2.95
Для расчетных случаев 1 и 2.2 и 3.5 и 6 при вычислении v
Для сварного прикрепления пояса к стенке Таблица 9
Y	Значение коэффициента х при р				
	0.5	0.67	1.0	2.0	>2.5
0.25	1.014	1.063	1.166	1.170	1.192
0.5	1.016	1.075	1.214	1.26	1.30
1.0	1.017	1.081	1.252	1.358	1.416
2.0	1.018	1.085	1.275	1.481	1.516
5.0	1.018	1.088	1.292	1.496	1.602
10.0	1.018	1.088	1.298	1.524	1.636
>10	1.018	1.089	1.303	1.552	1.680
Для болтового прикрепления пояса X =1-0
Для расчетных случаев 2.2 и 3.5 при вычислении
Для сварного прикрепления пояса к стенке Таблица 10
Y	0.5	1.0	2.0	5.0	>10
X	1.16	1.22	1.27	1.31	1.35
Для болтового прикрепления пояса X =1-3;
для пояса объединенного с железобетонной плитой X -1-35.
Для расчетного случая 2.2 и 3.5 при вычислении a2Cref
Для болтового прикрепления пояса или с железобетонной плитой Таблица 11
Y	0.5	0.8	1.0	1.5	>2.0
X	1.07	1.18	1.31	1.52	1.62
170
5 Расчеты прочности и устойчивости
Для сварного прикрепления пояса к стенке Таблица 12
7	Значение коэффициента % при р							
	0.5	0.6	0.9	1.0	1.5	2.0	2.5	3.0
2	1.06	1.07	1.13	1.17	1.31	1.32	1.29	1.25
4	1.06	1.07	1.14	1.19	1.38	1.44	1.43	1.39
5.	КОЭФФИЦИЕНТ £
е - коэффициент, учитывающий отношение сторон отсека и степень перекоса
эпюры напряжений по высоте отсека, определяется по табл. 5 в зависимости от коэф-
фициентов £ и д.
Таблица 5
£	Значения коэффициента е при р									
	0.4	0.5	0.6	0.67	0.75	0.80	0.90	1.00	1.50	>2
0	8.41	6.25	5.14	4.75	4.36	4.2	4.04	4.0	4.34	4.0
0.67	10.8	8.0	7.1	6.6	6.1	6.0	5.9	5.8	6.1	5.8
0.80	13.3	9.6	8.3	7.7	7.1	6.9	6.7	6.6	7.1	6.6
1.00	15.1	11.0	9.7	9.0	8.4	8.1	7.9	7.8	8.4	7.8
1.33	18.7	14.2	12.9	12.0	11.0	11.2	11.1	11.0	11.5	11.0
2.00	29.1	25.6	24.1	23.9	24.1	24.4	25.6	25.6	24.1	23.9
3.00	54.3	54.5	58.0	53.8	53.8	53.8	53.8	53.8	53.8	53.8
4.00	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7	95.7
6.	КОЭФФИЦИЕНТ g
g - коэффициент, учитывающий локальный характер действия сосредоточенной
силы.
Для расчетных случаев I и 2.1 и 3.3 и 6 при вычислении o2cref Таблица 6
Д	Значения коэффициента g при р											
	0.10	0.11	0.12	0.13	0.14	0.15	0.16	0.18	0.20	0.25	0.30	0.35
0.5	1.70	1.67	1.65	1.63	1.61	1.60	1.60	1.60	1.60	1.60	1.60	1.60
0.6	1.98	1.93	1.89	1.85	1.82	1.80	1.79	1.78	1.76	1.72	1.71	1.69
0.7	2.23	2.17	2.11	2.06	2.02	1.98	1.96	1.93	1.89	1.82	1.79	1.76
0.8	2.43	2.35	2.28	2.22	2.17	2.12	2.10	2.05	2.01	1.91	1.86	1.82
0.9	2.61	2.51	2.43	2.36	2.30	2.24	2.21	2.16	2.11	1.98	1.92	1.87
1.0	2.74	2.64	2.55	2.47	2.40	2.34	2.31	2.24	2.17	2.04	1.97	1.91
1.2	2.79	2.68	2.59	2.51	2.43	2.37	2.33	2.26	2.19	2.05	1.98	1.91
1.4	2.84	2.73	2.63	2.54	2.46	2.39	2.35	2.28	2.21	2.05	1.98	1.91
1.5	2.86	2.75	2.65	2.56	2.48	2.41	2.37	2.30	2.22	2.07	1.98	1.91
>2.	2.86	2.75	2.65	2.55	2.47	2.40	2.36	2.28	2.20	2.05	1.98	1.88
7.	КОЭФФИЦИЕНТ z
z - коэффициент, зависящий от геометрии отсеков.
Для расчетных случаев 1 и 2.1 и 3.3 и 6 при вычислении <7гсгг/Таблица 8
Д	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	1.0	1.2	1.4	1.6	1.8	2	>2.5
Z	4.88	5.12	5.37	5.59	5.80	6.26	6.87	7.69	8.69	9.86	11.2	15.3
5 Расчеты прочности и устойчивости
171
5.7.	УСТОЙЧИВОСТЬ ОТКРЫТОГО ПОЯСА ФЕРМЫ
5.7.1.	ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ
Открытые пояса фермы, т.е. не объединенные связями между собой пояса,
сжаты от постоянной и временной нагрузок и изогнуты из плоскости ферм во внутрь
моста (рис. 5.7.1). Изгиб сжатых поясов ферм происходит за счет того, что стойки и
раскосы фермы наклоняю и я во внутрь моста при прогибе поперечных балок под
нагрузкой. Несмотря на что изгиб может быть значительным, его влиянием на
устойчивость пояса мо» 1ренебречь [6]. Это объясняется следующими причинами:
1) искривление пояса , по сравнению с пролетом; 2) при наибольших усилиях в
поясе нагрузка занимав о весь пролет и наклон стоек более-менее одинаков, т.е. изгиб
пояса не пронес 1) во многих случаях при продольном изгибе пояс стремится
выпучится по и и оолее полуволнам, так что деформация при продольном изгибе
не всегда совпл । v ‘‘формацией при наклоне стоек. При действии нагрузки стойки
вначале немпон кривляют верхний пояс, но затем препятствуют дальнейшему
искривлению, и ю i ся упругими опорами пояса.
Рис. 5.7.1. Упругий изгиб верхнего пояса
Если пренебречь начальным искривлением, то устойчивость открытого пояса
будет зависеть, как от его жесткости из плоскости фермы, так и от изгибной жесткости
стоек (связей), удерживающих пояс из плоскости ферм.
Расчет устойчивости сжатого пояса фермы или балки оценивается как
устойчивость стержня, подкрепленного по длине упругими опорами и сжатого силой,
изменяющейся по закону квадратной параболы. Такая нагрузка соответствует загру-
жению пролета с параллельными поясами равномерно распределенной по длине на-
грузкой (для ферм с криволинейным поясом усилие в поясе остается неизменным).
Упругими опорами имитируется влияние поперечных полурам, образованных из
поперечных балок, стоек и раскосов у ферм и поперечных ребер на стенках сплошно-
стенчатых балок.
172
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.7.2.	ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА
Пояс, удерживаемый от потери устойчивости из плоскости си ми и
раскосами может быть рассмотрен как сжатый стержень на податливых ч ix. На
рис.5.7.2 показана расчетная схема такого стержня.
Исходные положения:
-	сечение пояса постоянно;
-	сжимающая сила постоянна по длине стержня;
-	крайние опоры абсолютно жесткие;
-	промежуточные - упругие, оказывающие перемещению А сопротивление
R = с • А, где с - отпорность опоры. Отпорность опоры с = 4~, где 8 -
8
перемещение опоры от силы, равной 1.
Рис. 5.7.2. Расчетная схема сжатого стержня на упругих опорах
Условие задачи.
Следует определить необходимую отпорность опоры, при которой устойчивость
пояса, заданного поперечного сечения, будет обеспечена.
5.7.2.1.	РАСЧЕТ С ЗАМЕНОЙ УПРУГИХ ОПОР УПРУГИМ ОСНОВАНИЕМ
Допущения:
-	пояс при выпучивании изгибается по п равным полуволнам;
-	упругое сопротивление опор заменено сопротивлением упругой среды
Значение отпорности с, при которой величина критической силы пояса
достигает заданной заранее величины Ncr = K-N, может быть вычислено по формуле
л2 -N
с =---->
4д2 /
где N - действующая нормальная сила в поясе, т;
к - коэффициент запаса, в случае расчета по допускаемым напряжениям;
/ - расстояние между упругими опорами, м.
Порядок расчета:
1. Определение величины критических напряжений в поясе:
сг А
2. Определение значения коэффициента <р
<р = — .
R. - сопротивление текучести стали пояса, кг/см2.
(5-7.1)
(5 '
5 Расчеты прочности и устойчивости
3. По значению <р по таблице приложения 15 СНиП 2.05.03-84* определяется гибкость
Л, а затем д:
Д =	(5.7.4)
где i - радиус инерции пояса из плоскости фермы, м.
4. Определяется необходимое значение отпорности с по формуле (5.7.1), и это
найденное значение сопоставляется с реальной отпорностью связи.
5.7.2.1. РАСЧЕТ БЕЗ ЗАМЕНЫ УПРУГИХ ОПОР УПРУГИМ ОСНОВАНИЕМ
Значение отпорности с, при которой величина критической силы пояса достига-
ет заданной заранее величины Ncr =к- N, может быть вычислено по формуле
2-N„ Л
с =----—  Ф ,
I
(5.7.5)
где Ф - функция от —, значения которой приведены в табл. 7.5.1.
Д
Порядок расчета:
1.	Определение величины критических напряжений в поясе:
а =^.
сг А
2.	Определение значения коэффициента <р:
<р = —.
Ry
3.	По значению (р по таблице приложения 15 СНиП 2.05.03-84* определяется гибкость
Л, а затем д, т. е.
Л-г	1	I
I	д Лг
Таблица 5.7.1
J д	Ф	Д	Ф	2 Д	Ф	2	Ф
0.30	0.111	0.50	0.309	0.70	0.614	0.90	1.102
0.32	0.126	0.52	0.335	0.72	0.652	0.91	1.138
0.34	0.142	0.54	0.361	0.74	0.692	0.92	1.177
0.36	0.160	0.56	0.388	0.76	0.734	0.93	1.219
0.38	0.179	0.58	0.417	0.78	0.777	0.94	1.264
0.40	0.198	0.60	0.447	0.80	0.822	0.95	1.316
0.42	0.218	0.62	0.478	0.82	0.870	0.96	1.375
0.44	0.239	0.64	0.510	0.84	0.921	0.97	1.444
0.46	0.261	0.66	0.544	0.86	0.976	0.98	1.530
0.48	0.285	0.68	0.578	0.88	1.036	0.99	1.652
						1.00	2.000
174
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.7.3.	ПРАКТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ОТКРЫТОГО ПОЯСА
Оценку устойчивости сжатого пояса балки или фермы «открытого» пролетного
строения следует выполнять по методике расчета устойчивости стержня на упругих
опорах, сжатого по длине переменной силой.
При этом предполагается, что: 1) пояс прямолинейный; 2) сечение пояса
постоянно по длине фермы; 3) пояс сжимается приложенными в узлах силами, симмет-
рично увеличивающимися по мере удаления от середины пролета по линейному зако-
ну. Первое и третье из этих условий соответствует случаю равномерного нагружения
всего пролета раскосной фермы с параллельными поясами. Отпорность всех стоек в
пролете принимается одинаковой и равной отпорности слабейшей стойки. Отпорность
опорных стоек рассматривается либо бесконечно большой, либо равной отпорности
стоек в пролете. Пояс рассматривается как сжатый стержень, находящийся в упругой
среде.
ПОРЯДОК РАСЧЕТА
Проверка плоской формы потери устойчивости из плоскости фермы выполняет-
ся по приведенному в табл. 5.3.7 алгоритму, где в качестве расчетной длины пояса
принимается, определенная по формуле
lef=n-l,	(5.7.6)
где / - длина пояса, равная расчетному пролету балок и ферм с параллельными поя-
сами, полной длине пояса для балок и ферм с криволинейным верхним поясом
и ферм с полигональными поясами;
д - коэффициент приведения расчетной длины, определяемый по табл. 5.7.2 и 5.7.3
в зависимости от параметра отпорности связей £:
где d - длина панели фермы (расстояние между поперечными ребрами у балки);
8 - деформация полурамы от единичной силы (см. п. 5.7.4);
7„- среднее по длине пролета значение момента инерции пояса относительно
вертикальной оси.
Остальные обозначения приведены выше
Таблица 5.7.2
Коэффициенты д при бесконечно большой отпорности опорных стоек
ч/»	0	1	3	5	10	15	30	60	100	150	200	300	500	1000
	<о				СП	40	СП		о	00	40	ин		
	<о	<о							(Ч	(Ч	(Ч	(Ч	(Ч	
	о	о	О	О	О	О	о	о	о	о	о	О	о	о
Таблица 5.7.3
Коэффициенты д равной отпорности стоек в середине пролета и опорных стоек
ч/»	0	1	3	5	10	15	20	50	100	150	200	300	500	1000
д	оо	(Ч (Ч	00 (Ч	О Os	О	МП			ЧГ	ОО (Ч	40 (Ч	сч	(Ч	00
		(Ч		О	О	О	о	О	о	о	о	о	о	о
5 Расчеты прочности и устойчивости
175
При £ > 1000 в обоих случаях коэффициент расчетной длины пояса может
быть найден по формуле
1000
д = 0.174-4 ——.
(5.7.8)
В том случае, если окажется, что расчетная длина lef <1.3-d, то ее следует
определять из расчета устойчивости стержня на упругих опорах.
Связи, удерживающие сжатый пояс от горизонтальных смещений, должны быть
назначены в зависимости от видов решетки по схемам, которые приведены в
табл. 5.7.4.
Таблица 5.7.4
Схемы рам
для определения
отпорности
Примечания
L* - длина
криволинейно
го пояса
(сумма длин
панелей
пояса)
Балка со сплошной стенкой и с открытым сжатым верхним поясом для оценки его
устойчивости из плоскости главной балки должна быть рассмотрена как стержневая
176
5 Расчеты прочности и устойчивости
система, состоящая из верхнего пояса, вертикальных ребер жесткости и поперечных
балок, а отпорность поперечных конструкций определена по схеме рис. 5.7.4.
При этом в состав сечения сжатого пояса должен быть включен участок стенки
шириной, равной g-tw, а в состав сечения ребер жесткости также должны быть
включены участки стенки шириной, равной £ в каждую сторону от оси стенки
(рис. 5.7.3).
Верхний сжатый пояс
Нижний растянутый пояс
Рис. 5.7.3. Схема рамы для определения отпорности в сплошностенчатых балках
В состав сечения верхнего пояса поперечной балки проезда, в случае устройства
ортотропной плиты настила проезда, включается лист шириной 0.2- Ь, где Ь-
расстояние между главными балками.
В тексте обозначены:
tv - толщина стенки;
Е	- модуль упругости;
R	- нормативное сопротивление текучести.
5.7.4.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОТПОРНОСТИ ПОЛУРАМ
Отпорность полурамы (рис. 5.7.4) опре-
, - 1
деляется по формуле с = —,
о
где 8- податливость полурамы, равная
горизонтальному перемещению верхнего кон-
ца стойки от действия сил: Р, = 1, и Р - продо-
льного сжимающего усилия в стойке.
Величина 8 может быть определена по
любой стандартной программе решения задач
строительной механики, либо по следующей
формуле:
Рис.5.7.4. Схема рамы для опрсдслс!
отпорности
5 Расчеты прочности и устойчивости

12-3-941
й’ h. h2(2h.+h2) h2 (?> h.+2-h2) bh2
I	|	1 Z \ I Z / | Z X I	Z z |
3E/,(l-a) 2EI2	6EI2 2ЕЦ’
где /, - момент инерции сечения брутто, верхней части стойки, относительно горизон-
тальной оси, параллельной поясу;
12~ то же, средней части консоли стойки;
/, - момент инерции сечения брутто нижней поперечной балки относительно гори-
зонтальной оси;
h - расстояние от центра тяжести пояса до оси поперечной балки;
й, - высота верхней части стойки;
h2- то же, средней части;
h} - высота поперечной балки;
(1-а) - множитель, учитывающий влияние на прогиб сжимающей силы Р, дейст-
вующей в стойке. Если стойка растянута, то вместо (1 -а)следует ввести в
формулу (1+а). Обычно влиянием сжимающей силы Р можно
пренебречь. Коэффициент а вычисляется по формуле
5.7.5.	РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ПОЯСА ПО ENV
Боковая устойчивость открытых сжатых поясов балок и ферм в соответствии с
[14] и [19] оценивается по общей формуле сопротивления потере устойчивости (а), в
которой действующие усилия (левая часть формулы) не должны превысить
передельных (правая часть формулы)
Nsd — Ь.Rd •	(а)
Предельное по условию устойчивости действующее в сжатом стержне усилие
равно произведению его площади Ас, на сопротивление текучести f и на редук-
ционный коэффициент %LT- учитывающий возможную потерю устойчивости, и делен-
ному на коэффициент надежности , который в случае потери устойчивости прини-
мается равным 1.1:
Редукционный коэффициент
XLT=-----Д=—<1.0.	(с)
Фет + '!Фсг ~ALt
В формуле (с) коэффициент 0tr определяется по формуле (d), а величина
относительной гибкости XLT - по формуле (е).
Фьт = 0.5 • (1	 (XLT — 0.4)+	).	(d)
В формуле aLT - коэффициент несовершенств, принимаемый для прокатных
сечений aLT = 0.21; для сварных сечений aLT = 0.49.
Величина критической силы определяется по формуле (f)
Ncri,=m-bfE.	(f)
178
5 Расчеты прочности и устойчивости
с Г '
EI ’
1 EI	2
где ^E=ir — Эйлерова сила; т = —}
г	я
С0	А
с = ~ - погонная отпорность ферм.
Величина отпорности Cd равна силе, которая вызывает в узле фермы единичное
перемещение из плоскости фермы. Остальные обозначения приведены ранее.
5.7.6.	КОММЕНТАРИИ И ПОПУТНАЯ ИНФОРМАЦИЯ
1.	Нормы СНиП 2.05.03-84* указывают, что во всех случаях следует пользоваться
табл. 5.7.2, т.е. принимая опорные связи абсолютно жесткими, в том числе
применительно к фермам с полигональными поясами. Пояснения к этому
изложены ниже, в п.2 и 3.
2.	Обычное значение коэффициента д для построенных ферм мостов колеблется в
пределах 0.17-0.30. Поэтому, в указанном диапазоне д нет большой разницы в том,
какой таблицей пользоваться 5.7.2 или 5.7.3.
3.	Табл. 5.7.3 предполагает, что жесткость опорных стоек не сильно отличается от
жесткости рядовых. Для ферм с полигональными поясами, отсутствуют опорные
жесткие узлы, и казалось бы для этого случая следует пользоваться табл. 5.7.3. В
том случае если отпорность, при расчете фермы с полигональными поясами,
определить для наиболее слабой центральной полурамы, то коэффициент д может
быть определен по табл. 5.7.2., как для фермы с жесткими опорными полурамами.
Это вызвано тем, что жесткость полурам при криволинейном поясе существенно
возрастает к опорам, за счет уменьшения высоты стоек и расчет будет выполнен в
запас.
4.	Из табл. 5.7.2 и 5.7.3 видно, что коэффициент приведения длины д и,
соответственно расчетная длина /^увеличиваются по мере уменьшения параметра
£. Поэтому, казалось бы, что для большей безопасности надо вводить в расчет не
средний, а наибольший момент инерции пояса, получая таким образом большую
расчетную длину. Но это не всегда так, потому что гибкость связана не только с
расчетной длиной но и с радиусом инерции сечения пояса, и надо стремиться
получить возможно большее значение гибкости Л = —, где радиус инерции
-4-
5.	Если жесткость опорных полурам мала по сравнению с изгибной жесткостью пояса,
то может возникнуть такое предельное состояние фермы, когда пояса не
изгибаются, а поворачиваются в горизонтальной плоскости, оставаясь прямыми в
плане. Но и в этом случае, расчет можно условно свести к определению
коэффициента д по табл. 5.7.2.
6.	Для решения более сложных задач - для случаев разных длин панелей, разных
сжимающих усилий, учета крутильной жесткости поясов и т.п. - рекомендуется
применить метод Ритца-Тимошенко [17, с.288-300].
7.	Приведенная расчетная длина сжатого пояса при продольном изгибе в Британском
Стандарте [18] определяется по формуле 1е/ = 2.5-^Е1С d-б, но не менее, чем
длина панели d. В формуле принимается максимальный момент инерции пояса Et,
5 Расчеты прочности и устойчивости
179
12*
а не средний. Эта формула дает завышенные значения расчетной длины (примерно
на 25%) по сравнению с методикой СНиП.
5.8. УСТОЙЧИВОСТЬ АРОК
Устойчивость арок мостов должна быть обеспечена как в плоскости арок, так и
из плоскости. В настоящее время есть возможность выполнять расчеты арок по
специальным программам, которые могут оценивать устойчивость элементов в
условиях сложного напряженного состояния. В то же время, методики расчетов,
приведенные в действующих нормах на проектирование, дают надежный и
достоверный результат.
При относительно большом разнообразии конструктивных форм арочных мостов
устойчивость арок проверяется по ограниченному количеству формул, которые сведены к
проверке стержня, имеющего приведенную расчетную длину 1^. Порядок расчета при этом
стандартный (см. табл. 5.3.7).
5.8.1. ОЧЕРТАНИЯ АРОК
Устойчивость арок в плоскости зависит от формы, по которой они очерчены.
Различают арки следующих очертаний (табл. 5.8.1).
Таблица 5.8.1
Рисунок
Формула
Комментарии
пролетом /
/2 +4-/2
8/2
e = r-f
1
х = —rsina
2
у = г • cosa - е
Арка такого очертания не яв-
ляется рациональной с инже-
нерной точки зрения (проч-
ность и устойчивость), но мо-
жет быть применена по иным
причинам, например, по архи-
тектурным соображениям.
Арка описана по цепной линии. Форма близка к
квадратной параболе, но чуть круче, и описана
гиперболическим косинусом
у = а • ch — =
а
еа +е а
2
V
длина дуги
s = a- sh —
а
Арки параболического очерта-
ния наиболее распространены
из-за более простой геометрии
по сравнению с арками, опи-
санными по цепной линии, но
не уступают последним в ра-
циональности.
Эта форма наиболее рацио-
нальна с точки зрения распре-
деления усилий. Это линия, по
которой провисает гибкая нить
или цепь. В сечениях такой
арки отсутствуют изгибающие
моменты при ее загружении
распределенной нагрузкой.
180
5 Расчеты прочности и устойчивости
Окончание табл. 5.8.1
ii+z=1
а2 Ь2
Обозначения
приведены на
рисунке.
Элиптические арки охватывают
параболические с одинаковыми
параметрами стрелки f и
заложения I , и приближаются к
круговым при равенстве а = b
5.8.2. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ АРКИ ИЗ ПЛОСКОСТИ
Проверка плоской формы потери устойчивости арки из плоскости может быть
выполнена по алгоритму, приведенному в таблице 5.3.7 , где в качестве расчетной
длины пояса принимается длина, определенная по формуле
lef =
(5.8.1)
где I - проекция длины арки на горизонтальную ось, равная расчетному пролету арок;
д - коэффициент приведения расчетной длины.
Задача расчета состоит в отыскании коэффициента д .
Расчеты устойчивости арки из плоскости существенно зависят от конструкции
арочного пролетного строения. При этом возможны разнообразные случаи, часть из
которых приведена в табл. 5.8.2.
Таблица 5.8.2
№
1
Схема арочного пролетного строения
2
Пояснения к схеме
3
Свободные арки (не объединенные меж-
ду собой) удерживают балку жесткости
на изгибно-жестких подвесках. Подвес-
ки и поперечные балки образовывают
полурамы, которые являются упругими
связями арки, и расчет сводится к
расчету пояса фермы с полигональными
поясами (см.5.7)
Свободно стоящая арка удерживает бал-
ку жесткости на гибких наклонных под-
весках, например на канатах, которые
образуют треугольную раму. Расчет
может быть сведен к оценке отпорности
треугольной рамы, образуемой каната-
ми и балкой жесткости (см. 5.7). Балка
от приложенного единичного усилия
скручивается.
5 Расчеты прочности и устойчивости
181
Окончание табл. 5.8.2
1
Свободные циркульного очертания арки
(не объединенные между собой) удер-
живают балку жесткости на гибких па-
раллельных подвесках. Отпорность под-
весок отсутствует. Коэффициент fj. мо-
жет быть получен по формуле (5.8.2)
Арки объединены только по центру бал-
кой жесткости, опертой сверху на бал-
ку. Балка препятствует смещению арки
из плоскости. Коэффициент ц консер-
вативно может быть принят равным 0.5
5.8.1.1. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ СВОБОДНО СТОЯЩИХ АРОК ИЗ ПЛОСКОСТИ
(на основании ENV 1993-2:1997 Annex Н)
Коэффициент приведения расчетной длины арки определяется по формуле
(5.8.3). За исходную длину / принята длина проекции на горизонтальную плоскость.

(5.8.2)
Таблица 5.8.3
Значения коэффициента
f/l	0.05	0.1	0.2	0.3	0.4	Постоянная жесткость арки	
Iz	0.50	0.54	0.65	0.82	1.07		
Закон изменения жесткости I = z” Со.кр	0.50	0.52	0.59	0.71	0.86	Переменная > 1/2	кесткость арки /» /7~~	 1/2	]
1г = момент инерции арки относительно вертикальной оси
Таблица 5.8.4
Значения коэффициента д2
Нагружение арки		Комментарии
Традиционное. Балка фиксирует верх арки	1	1 / г
		X I </Х \J.X q - общая нагрузка; qH - нагрузка, передаваемая подвесками; qS( - нагрузка, передаваемая стойками.
Балка подвешена на подвесках	1-0.35 — <1	
Балка стоит на стойках на арке	1 + 0.45 — <1	
182
5 Расчеты прочности и устойчивости
1. Свободно стоящая арка циркульного очертания нагружена радиально наира**
ленной нагрузкой (рис. 5.8.1).
Коэффициент расчетной длины определяется
по формуле
(5'83>
где г - радиус оси арки;
ft - угол сектора арки, рад, 0 < Д < я;
„ EI	.
К = —- - отношение изгибнои жесткости се-
G/r
чения арки относительно вертика-
льной оси EIZ к жесткости при сво-
бодном кручении GIT.
5.8.1.2. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ АРОК, ОБЪЕДИНЕННЫХ СВЯЗЯМИ ИЗ ПЛОСКОСТИ
и s (на основании ENV 1993-2:1997 Annex Н)
Расчет арок, объединенных поверху связями, сводится к расчету портальной
рамы. Ориентируясь на рис.5.8.2, следует определить указанные на нем геометриче-
ские параметры арки, а именно:
Рис. 5.8.2. Арки, объединенные связями
/г - свободную длину арки от опирания до связей;
hH - длину подвески;
hr- проекцию длины подвески на плоскость арки;
I - момент инерции пояса арки из плоскости;
70 - момент инерции поперечной связи.
Расчет устойчивости арки выполняется для свободной длины стойки портала :
bf =H h-
(5.8.4)
Коэффициент расчетной длины может быть определен по графику, показанному
на рис.5.8.3, в зависимости от двух параметров:
5 Расчеты прочности и устойчивости
183
Elb
относительной жесткости арки и ригеля 77 =-;
EI„h
относительной длины арки к подвеске h!hr.
Рис. 5.8.3. График изменения коэффициента fj.
Комментарии:
При расчете рамного портала следует пользоваться указаниями п. 5.3.1.4, отнеся
стойки к расчетному случаю, описанному в табл. 5.3.4 и 5.3.5. Такой подход даст более
точный результат, чем по методике, описанной выше. При этом следует учесть, что
расчетная длина может превысить физическую длину элемента портала, т.е. д > 1 .
5.8.3. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ В ПЛОСКОСТИ
5.8.3.1. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ АРОК В ПЛОСКОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84*
Проверка устойчивости сплошной арки постоянного сечения в плоскости арки
может быть выполнена с введением коэффициента расчетной длины д к длине
проекции арки на горизонтальную плоскость:
(5.8.5)
где I-проекция длины арки на горизонталь, м;
18-Л	/с о
Д=я-1—,	(5.8.6)
а = f /I- отношение стрелки f к длине /;
д- коэффициент, принимаемый по табл. 72.
Таблица 72
№	Тип арки	Коэффициент g
1	Двухшарнирная арка с ездой понизу с гибкой затяжкой0 на подвесках	? = 2'?i
2	Бесшарнирная арка	g = 2-g1+a-g2
3	Трехшарнирная арка	меньшее из g = д, и g = g2
4	Двухшарнирная арка с неразрезной балкой жесткости, соединенной с аркой стойками	g = g1+(0.95 + 0.7-a2)j3g1
В табл. 72 обозначено:
д, и д2 — коэффициенты, принимаемые по табл. 73.
184	5 Расчеты прочности и устойчивости
fl =	, откуда Ibal и - моменты инерции сечений соответственно балки
^bog
жесткости и арки.
'* При отношении изгибной жесткости затяжки и арки, большим 0.8, расчетная
длина арки определяется как для двухшарнирной арки с неразрезной балкой
жесткости, соединенной с аркой стойками
Значение q для двухшарнирной арки переменного по длине сечения при изме-
нении ее момента инерции в пределах ±10% от среднего его сечения по длине пролета
допускается определять как для двухшарнирной арки с неразрезной балкой жесткости,
соединенной с аркой стойками, принимая при этом в четверти пролета.
Таблица 73
а	0.1	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
	28.5	45.5	46.5	43.9	36.8	30.5	25	20.0	16	14.1
?2	22.5	39.6	47.3	49.2	44.0	38.0	33	28.8	25	22.1
Значения, приведенные в табл. 73, вычислены для арки параболического очерта-
ния при нагрузке равномерно распределенной по пролету.
Для качественной оценки устойчивости на рис. 5.8.4 показан график, на котором
для четырех разновидностей арок различной конструкции, приведенных в табл. 72,
построены кривые коэффициента расчетной длины ц от параметра а = f /I.
Рис. 5.8.4. Зависимости коэффициента ц от параметра а = f //
(по СНиП 2.05.03-84*)
5 Расчеты прочности и устойчивости
185
5.8.2.2. РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ АРОК В ПЛОСКОСТИ ПО ЕВРОКОДУ
(на основании ENV 1993-2: 1997 Annex Н)
Величина критической силы У„для проверки устойчивости арки в плоскости
может быть найдена по формуле
( я Y
^г= ----- Е1у,	(а)
где Усг-силав основании арки;
s - ‘/г длины арки по кривой;
Е1у - изгибная жесткость в плоскости;
д- коэффициент расчетной длины.
Для арки с растянутыми подвесками коэффициент расчетной длины д может
быть определен по графикам (рис.5.8.5) в зависимости от отношения стрелки к проле-
ту и от числа панелей.
Рис. 5.8.6. Коэффициент расчетной длины арки
186
5 Расчеты прочности и устойчивости
Для арок с жесткими опираниями устойчивость также может быть проверена по
формуле (5.8.6), а коэффициент расчетной длины ц для двухшарнирных арок с
различным очертанием может быть найден по графикам, изображенным на рис.5.8.6.
Следующий критерий должен быть выполнен как
/•
1 12 EI.
(Ь)
где А - площадь сечения;
1у - момент инерции;
К- коэффициент, определяемый из табл. 5.8.4.
5.9. УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕРЖНЕЙ, ПОДДЕРЖАННЫХ УПРУГИМИ
СВЯЗЯМИ
Настоящая задача позволяет оценить устойчивость равномерно сжатого по
длине стержня постоянной изгибной жесткости EI, который поддержан по длине
упругими связями, например, как показано на рис.5.9.1.
Расстояние между связями одинаково и составляет п = 1/ а.
Упругость каждой связи может быть оценена ее отпорностью с, величиной
обратно пропорциональной перемещению по направлению связи от действия
единичной силы
Примеры определения отпорности с в простых случаях даны в табл. 5.9.1.
5 Расчеты прочности и устойчивости
Iff
Таблица 5.9.1
Схема			Описание связи	Отпорность
с Г' п 1 а			Упругая связь - это стержень длиной а и осевой жесткостью ЕД , сжимаемый единичной силой	ЕА с = — а
	1 а	&	Упругая связь - это балка на двух опорах пролетом а и изгибной жесткостью EI, изгибаемая единичной силой по середине	48 EI
< л		*>	Упругая связь - это канат длиной а, растянутый усилием Н, изгибаемый единичной силой по середине	4-Н с =	 а
5.9.1. УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕРЖНЯ, ПОДДЕРЖАННОГО ОДНОЙ УПРУГОЙ СВЯЗЬЮ
Случай, когда одна связь поддерживает по середине сжатый стержень показан
на рис. 5.9.2. Задача устойчивости должна быть сведена к отысканию расчетной длины
сжатого стержня .
а)
Рис. 5.9.2
Критическая сила находится из уравнения
Р _ЯгЕ1_л2Е1 f с(0.5 /Н
""(д./)2_(0.5-/)2 V е-Е1 }
Из данного уравнения можно определить величину приведения расчетной
длины ц .
я2 Е/+ 0.1875-с
(Ь)
(с)
При величине //<0.5, следует принимать значение д=0.5, что соответствует
отпорности жесткой опоры.
Расчетная длина находится из уравнения (d). Значение д при этом должно
лежать в пределах 0.5 < ц < 1.
(d)
И далее расчет устойчивости ведется по известной схеме (см.п. 5.3.2, табл. 5.3.7).
188
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.9.2. УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕРЖНЯ, ПОДДЕРЖАННОГО ДВУМЯ УПРУГИМИ
СВЯЗЯМИ
Случай, когда две связи поддерживают через равные промежутки сжатый
стержень, приведен на рис. 5.9.3.
ь)
Рис. 5.9.3
Величина критической силы может быть определена из приближенных
уравнений (е) и (f) в зависимости от значения относительной жесткости упругих
с-/3	„	_
опор ~~ • При величине относительной жесткости > 3 опоры считаются как
абсолютно жесткие.
"2£/.9.(о.111 +
27л2 EI
(м-/)2	/2
= л2 - Е/. 9. (о.б 11 + 0.1556--^—
(ul)	I	21л1-EI
при	0< С-<<05-	(е)
	21л2Е1 05<	<3	
при		(0
	27л2 EI	
Коэффициенты расчетной длины ц могут быть определены из приближенных
уравнений (g) и (h), также в зависимости от значений относительной жесткости опор.
!____л1-EI
л2 Е7 + О.ЗЗ /3-с
1 л2 EI
4.3 л2 Е/ + 0.0519 /3 с
при
при
27л2 EI
21л2 EI
(g)
(h)
Расчетная длина находится из уравнения (d). Далее расчет устойчивости ведется
по известной схеме (см.п.5.3.2, табл. 5.3.7).
5.9.3. УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕРЖНЯ, ПОДДЕРЖАННОГО МНОГИМИ
УПРУГИМИ СВЯЗЯМИ
Численное решение такой задачи (см. рис. 5.9.1) может быть сведено к расчету
устойчивости сжатого пояса фермы (см. п.5.7).
Упругие опоры в этом случае могут считаться абсолютно жесткими при выпол-
нении следующего ряда условий:
. л2 EI 2 л л2 EI
с >4—~—cos —>с—-—
а3 2п * а3
Параметр дможет быть найден из табл. 5.9.2 в зависимости от числа упругих
опор.
(0
5 Расчеты прочности и устойчивости
189
Таблица 5.9.2
п	2	3	4	5	6	7
$	2.0	3.0	3.414	3.618	3.732	3.802
Остальные обозначения приведены выше.
ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.05.03-84* Мосты и Трубы. - М.: Госстрой России, 1998.
2.	Мосты и трубы. Проектирование, строительство и приемка в эксплуатацию. 2-я
редакция. - М.: Госстрой России, 2001.
3.	СНиП 11-23-81* Стальные конструкции. -М.: Госстрой России, ГУП ЦПП, 1998.
4.	Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81*). - М.:
Центральный институт типового проектирования, 1989.
5.	Писаренко Г.С. и др. Сопротивление материалов, - К.: Техника, 1967.
6.	Тимошенко С.П. Сопротивление материалов. Т. 2. - М.: ОГИЗ, 1946.
7.	Тимошенко С.П. Устойчивость упругих систем .- М.: Гостехтеоретиздат, 1955.-
567 с.
8.	Расчетно-теоретический справочник проектировщика. - М.: Гос. изд-во литер, по
архитек. и строит, материалам, I960.- 1040 с.
9.	Потапкин А.А. Проектирование стальных мостов с учетом пластических
деформаций,- М.: Транспорт, 1984.
10.	LRFD Specification for Structural Steel Buildings, American Institute of Steel
Construction, INC, December 1, 1993.
11.	ENV 1993-1 EUROCODE 3: Design of steel structures. Part 1-1: General rules and rules
for buildings.
12.	ENV 1993-1-5 EUROCODE 3: Design of steel structures. Part 1-5: General rules -
Supplementary rules for planar plated structure without transverse loading.
13.	ENV 1992-2 EUROCODE 3: Design of steel structures. Part 2: Steel Bridges.
14.	BS 5400:Part 3. Steel, Concrete and Composite bridges. Part 3. Code of practice for
design of steel bridges/ British Standards Institution, 1982.
15.	AASHTO LRFD Bridge Design Specification, Published by American Association of
State Highway and Transportation Officials, First Edition, 1996.
16.	ENV 1993-2 Annex H Backling lengths of members in bridges.
17.	Bleich F., The buckling Strength of Metal Structures, Mc-Graw-Hill Book Company,
New York-Toronto-London, 1952.
5.	РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ.......................115
5.1.	Определение усилий в элементах моста...............................................115
5.1.1.	Стержневая расчетная схема....................................................115
5.1.2.	Построение огибающих эпюр N, М и Q............................................117
5.1.3.	Определение усилий в элементах поперечного сечения балки.......................118
5.1.3.1.	Определение усилий в ортотропной плите проезда...............................119
5.1.3.2.	Определение усилий в стенках.................................................120
5.1.4.	Учет пространственной работы сечения...........................................121
5.1.4.1.	Эффект запаздывание касательных напряжений при упругих расчетах.............121
190
5 Расчеты прочности и устойчивости
5.1.4.2.	Учет неравномерной работы стенок банок в поперечнике............................................124
5.1.4.3.	Учет неравномерной работы от температуры........................................................125
5.2	Расчеты прочности.......................................................................................125
5.2.1.	Расчеты прочности по СНиП 2.05.03-84*............................................................................................. 125
5.2.1.1.	Учет пластической работы поперечника........................................................................................... 125
5.2.1.2.	Проверки прочности по СНиП 2.05.03-84*..........................................................129
5.2.1.2.1.	Основные обозначения......................................................................................................................... 129
5.2.1.2.2.	Центрально-сжатые и центрально-растянутые элементы............................................129
5.2.1.2.3.	Изгибаемые элементы...........................................................................129
5.2.1.2.4.	сжато-изогнутые и растянуто-изогнутые элементы................................................131
5.2.1.2.5.	Ограничение напряжений........................................................................134
5.3	Расчеты устойчивости стержневых систем..................................................................134
5.3.1.	Теоретические основы расчетов.....................................................................134
5.3.1.1.	Определение критической силы в стандартных случаях..............................................134
5.3.1.2.	Влияние схемы нагружения стержня................................................................137
5.3.1.3.	Влияние переменности сечения стержня............................................................137
5.3.1.4.	Влияние податливости закреплений концов стержня.................................................138
5.3.1.5.	Влияние поперечной силы в стержне на величину критической силы..................................139
5.3.1.5.	Влияние податливости соединительных элементов в составных стержнях..............................140
5.3.1.6.	Продольно-поперечный изгиб......................................................................141
5.3.2.	Расчеты устойчивости по СНиП 2.05.03-84*..........................................................142
5.3.2.1.	Вычисление гибкости.............................................................................144
5.3.2.2.	Вычисление приведенного относительного эксцентриситета..........................................144
5.3.2.3.	Расчет устойчивости составных элементов по СНиП 2.05.03-84*.....................................147
5.3.2.4.	Расчет составных стержней по СНиП 11-23-81 *....................................................148
5.4.	ИЗГИБНО-КРУТИЛЬНАЯ ФОРМА ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ............................................................151
5.4.1.	Расчетные проверки по СНиП........................................................................152
5.4.2.	Вычисление критических моментов...................................................................153
5.4.3.	Критерии устойчивости изгибаемых балок............................................................155
5.4.4.	Приближенная оценка устойчивости изгибаемых балок.................................................156
5.5.	УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕНОК И СВЕСОВ............................................................................1 56
5.5.1.	Критерии проверки устойчивости....................................................................156
5.5.2.	Оценка устойчивости пластинок по СНиП 2.05.03-84*.................................................158
5.6.	Проверки устойчивости стенок балок......................................................................159
5.6.1.	Критерии для выбора расчетного случая.............................................................159
5.6.2.	Последовательность действий при расчете устойчивости..............................................160
5.6.3.	Основные обозначения..............................................................................160
5.6.4.	Вычисление напряжений в отсеках...................................................................161
5.5.5.	Расчетные случаи проверок устойчивости............................................................163
5.6.5.	Вычисление критических напряжений.................................................................168
5.6.6.	Таблицы для вычисления зна чений Д, со,, X ,Е ,Q, z и 8...........................................169
5.7.	УСТОЙЧИВОСТЬ ОТКРЫТОГО ПОЯСА ФЕРМЫ......................................................................1 72
5.7.1.	Постановка задачи.................................................................................172
5.7.2.	Теоретические основы расчета......................................................................173
5.7.2.1.	Расчет с заменой упругих опор упругим основанием................................................173
5.7.2.1.	Расчет без замены упругих опор упругим основанием...............................................174
5.7.3.	Практический расчет устойчивости открытого пояса..................................................175
5.7.4.	Определение отпорности полурам....................................................................177
5.7.5.	Расчет устойчивости пояса по ENV..................................................................178
5.7.6.	Комментарии и попутная информация.................................................................179
5.8.	УСТОЙЧИВОСТЬ АРОК.......................................................................................180
5.8.1.	Очертания арок....................................................................................180
5.8.2.	Расчет устойчивости арки из плоскости.............................................................181
5.8.1.1.	Расчет устойчивости свободно стоящих арок из плоскости..........................................182
5.8.1.2.	Расчет устойчивости арок, объединенных связями из плоскости.....................................183
5.8.3.	Расчет устойчивости в плоскости...................................................................184
5.8.3.1.	Расчет устойчивости арок в плоскости по СНиП 2.05.03-84*........................................184
5.8.2.2.	Расчет устойчивости арок в плоскости по Еврокоду................................................186
5.9.	Устойчивость стержней, поддержанных упругими связями....................................................187
5.9.1.	Устойчивость стержня, поддержанного одной упругой связью..........................................188
5.9.2.	Устойчивость стержня, поддержанного двумя упругими связями..................................................... 189
5.9.3.	Устойчивость стержня, поддержанного многими упругими связями................................................189
Литература....................................................................................................190
5 Расчеты прочности и устойчивости	191
6.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ
Стальные мосты в настоящее время практически не разрушаются в результате
потери прочности. Разрушения, связанные с потерей устойчивости элементов моста,
бывают исключительно редко, но и то, как правило, такие ситуации связаны с
монтажом. Чаще всего разрушения мостов происходят из-за появления и развития
трещин, связанных с усталостью металла.
6.1.	СХЕМА РАЗРУШЕНИЯ КОНСТРУКЦИИ ОТ УСТАЛОСТИ
6.1.1.	МЕХАНИЗМ ПОЯВЛЕНИЯ УСТАЛОСТНОЙ ТРЕЩИНЫ
В результате многократных изменений напряжений в изделии могут возникать и
развиваться трещины, которые впоследствии приводят к полному разрушению конст-
рукции. Разрушение элемента от усталости зависит от многих факторов (см. 3.1.10).
Усталостное разрушение отличается от статического по следующим признакам:
1.	Напряжения, вызвавшие появление трещины по абсолютной величине, могут
составлять лишь небольшую часть от напряжений текучести.
2.	Внешний вид усталостного разрушения также отличается от статического разру-
шения. В усталостном изломе ясно различаются, по крайней мере, две зоны: од-
на мелкозернистая (на вид фарфоровидная, притертая или блестяще шлифован-
ная) и другая крупнозернистая или волокнистая. Мелкозернистая или чисто ус-
талостная зона характеризуется наличием макро- и микрополос, которые видны
в электронном микроскопе. Зона излома или обычного разрушения, аналогичная
статическому разрушению. Существует еще и промежуточная зона, которая
представляет собой сеть локальных разрушений, идущих впереди трещины.
3.	Усталостное разрушение характеризуется высокой чувствительностью к качест-
ву поверхности конструкции. Наличие резкого изменения сечения, надрезы, ца-
рапины, валики сварных швов, пожоги, коррозия - все эти факторы существен-
но (в разы) влияют на усталостную прочность конструкции.
6.1.2.	ЗАРОЖДЕНИЕ МИКРОТРЕЩИНЫ
При действии изменяющихся напряжений в поликристалле происходит локаль-
ная пластическая деформация. Такая деформация приводит к возникновению сдвига в
отдельных зернах и к необратимым изменениям в атомной решетке, вызванным пре-
дельным смещением атомов от их устойчивого положения. Этот процесс называется
разрыхлением. При дальнейших циклических деформациях в зонах концентрирован-
192	б. Расчеты выносливости
ного сдвига появляются микронесплошности, которые, объединяясь между собой,
образуют микротрещину. Дальнейшее развития процесса усталостного повреждения
приводит к появлению новых микротрещин. Все они, как правило, локализованы у
поверхности, где легче исказить атомную решетку и образовать сдвиги. Начальная
стадия развития микротрещин происходит под углом, близким к 45° к направлению
нагрузки. Сама микротрещина охватывает только одно или два зерна.
6.1.3.	РАЗВИТИЕ МИКРОТРЕЩИНЫ
Зарождение микротрещины, ее рост и, наконец, появление видимой усталостной
трещины - это единый процесс, протекание которого обусловлено циклическими
микропластическими деформациями стали. После того, как микротрещина охватила
одно или два зерна, она создала концентрацию напряжений в ее вершине и дальнейшее
ее развитие уже протекает перпендикулярно к действующим усилиям.
6.1.4.	РАЗВИТИЕ УСТАЛОСТНОЙ ТРЕЩИНЫ
Продолжительность роста усталостной трещины от момента зарождения микро-
трещины и до момента окончательного разрушения элемента определяет период цик-
лической трещиностойкости или живучести элемента. Этот период в зависимости от
конструктивных особенностей элемента, параметров нагружений, условий эксплуата-
ции и т.п. может изменяться в широких пределах и составлять от 10 до 90 % общей
долговечности элемента, оцениваемой по числу циклов.
6.1.5.	ПЕРЕХОД УСТАЛОСТНОЙ ТРЕЩИНЫ В ХРУПКУЮ
Развитие усталостной трещины приводит к появлению плоского (не объемного)
напряженного состояния. В этом случае разрушение может наступить из-за преодоле-
ния сцепления по плоскостям монокристалла от действия нормальных напряжений.
Это происходит тогда, когда нормальные главные напряжения примерно равны, а каса-
тельные близки к нулю. Разрушение может наступить даже при зачаточной усталост-
ной трещине и довольно малых напряжениях при ударе, если температура низка.
6.2.	ВЫНОСЛИВОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
При образовании сварного соединения, помимо мест концентраций напряжений,
которые обуславливаются изменением формы сечений и технологическими
дефектами, также происходит изменение свойств металла в зоне термического влияния
(ЗТВ) и возникают высокие остаточные напряжения в околошовной зоне.
6.2.1.	ВЛИЯНИЕ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙ НА УСТАЛОСТНУЮ
ПРОЧНОСТЬ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ
На сопротивление стального элемента усталостному разрушению наибольшее
влияние оказывает состояние поверхностного слоя металла и наличие на нем концент-
раторов. Концентрация напряжений сварных стыковых соединений характеризуется
следующими параметрами: Ь= ширина шва; h = высота выпуклости шва (усиление);
6. Расчеты выносливости
13 — 3-941
в = угол перехода шва к основному металлу; р= радиус сопряжения шва к основному
металлу. В табл. 6.1 приведены примерные значения этих параметров для необрабо-
танных сварных швов при различных способах сварки.
Коэффициент концентрации напряжений качественно выполненного стыкового
шва без механической обработки находится в пределах от 1.3 до 2.0. Наибольшее влия-
ние на концентрацию напряжений оказывает радиус перехода от основного металла к
металлу шва. Заметное влияние оказывает также усиление шва, оцениваемое отноше-
нием высоты к ширине шва, т. е. hlЬ.
Таблица 6.1
Способ сварки	р, мм	в0	Ь, мм	h, мм
Механизированная сварка под флюсом	0,5	126	29	2.5
Механизированная в СО2	0,8	144	18	2.2
Ручная	0,5	137	16	2.3
Стыковая электро-контактная	15	172	20	4.8
Теоретические коэффициенты концентрации напряжений, равные отношению
уровня максимальных напряжений в месте концентратора к уровню номинальных
напряжений Д =<Тт" , служат качественной оценкой концентрации напряжений в
соединении при упругом деформировании. Коэффициент р не зависит от свойств
материала, а говорит лишь о геометрических особенностях места, где концентрируют-
ся напряжения. Существуют формулы для определения коэффициентов концентрации
Р, разброс результатов по которым довольно значителен. В табл. 6.2 приведены два
типа сварных соединений, для которых даны формулы для вычисления коэффициен-
тов р.
Таблица 6.2
№	Соеди- нение	Рисунок и расчетные параметры соединения	Формула для вычисления теоретического коэффициента концентрации соединения
1	Стыковое	ь	„ Г р (1 4 0.8 Y]05 ₽-1+[_^oU + b+ ь J]
2	Тавровое		р = 1 + 0.5	l-expf-1.9—1 4pv r L 4
Между теоретическим коэффициентом концентрации напряжений Д и пре-
делом усталости oRK соединения нет прямой зависимости. Поэтому для практических
задач пользуются эффективным коэффициентом концентрации peff =	, равным от-
& ЦК
ношению предела усталости образца без концентратора к пределу усталости образца с
концентратором.
194
6. Расчеты выносливости
6.2.2.	ВЛИЯНИЕ ЗОНЫ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ НА УСТАЛОСТНУЮ
ПРОЧНОСТЬ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ
В сварном соединении разделяют три зоны [10]: металл шва (МШ), зону терми-
ческого влияния (ЗТВ) и основной металл (ОМ). Под зоной термического влияния по-
нимают участок основного металла, примыкающий к сварному шву и претерпевший в
процессе нагрева и остывания различные структурные и фазовые превращения. В ЗТМ
различают несколько участков.
1.	Участок сплавления с основным металлом. Длина участка - несколько зерен.
2.	Участок перегрева (1100—1300°С), где происходит рост зерен, снижается плас-
тичность и повышается твердость.
3.	Участок полной перекристаллизации, где произошел нагрев выше точки Ас3
(910°С)> наблюдается измельчение зерен (см. 3.1.2.1). Пластичность и ударная
вязкость понижена по сравнение с основным металлом за счет старения, связан-
ного с температурой и сварочными напряжениями.
4.	Участок неполной перекристаллизации, где произошел нагрев от Ас1 (727°С) до
точки от Ас3.
Длины участков ЗТМ	Таблица 6.3
Способ сварки	Погонная энергия, кДж/см	Время при нагреве выше 900°С	Длина участка, мм		
			№2	№3	№4
Ручная дуговая	5-15	6-18	0.1-0.3	0.3-1.0	3-8
Под флюсом	40-60	14-100	0.1—0.5	0.3-2.0	3-15
Наибольшие деформации при остывании протекают на участке перегрева и пол-
ной и неполной перекристаллизации, где были достигнуты наиболее высокие темпера-
туры. При многопроходной сварке пластические деформации достигают значений
5-6%. Ширина зоны пластических деформаций сопоставима с шириной ЗТВ, материал
в которой оказывается в наклепанном состоянии (см. 3.1.6.).
Несмотря на ощутимую неоднородность свойств в диапазоне от металла шва к
основному металлу, исследования не выявили ощутимого влияния данных факторов на
усталостную прочность соединения в многоцикловой области (более 50000 циклов)
[9]. При испытаниях полированные образцы образовывали трещины как правило по
зоне сплавления, однако их долговечность была такой же, как основного металла.
Сварные образцы с концентраторами, и образцы из основного металла с теми же кон-
центраторами образовывают трещины при близком числе циклов. Различные скорости
охлаждения металла шва также не влияют на усталостную прочность [10].
В малоцикловой области (менее 50000 циклов) эффект воздействия ЗТВ на уста-
лостную прочность несколько усиливается. Наиболее полно механическая неоднород-
ность проявляется в диапазоне квазистатических разрушений. Разрушение происходит
в основном металле непосредственно за ЗТВ.
6.2.3.	ВЛИЯНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ НА УСТАЛОСТНУЮ
ПРОЧНОСТЬ СВАРНОГО СОЕДИНЕНИЯ
В процессе сварки металл шва и основной металл оказываются нагретыми до
высокой температуры. Свободным деформациям нагретого металла при остывании
препятствует холодный металл, окружающий зону сварки. В результате сваривания
металл шва и околошовная зона становятся растянутыми, а основной металл
6. Расчеты выносливости
становится сжатым. Несмотря на кажущуюся простоту механизма появлс
остаточных напряжений, теоретически определить уровень и распределе
напряжений довольно сложно, так как процесс связан со структурш
превращениями, текучестью, релаксацией, ползучестью и объемными изменениями
На основании экспериментальных и теоретических данных было установи
что в широких пластинах продольные напряжения ах и поперечные ау дости<
величин, соизмеримых с пределом текучести. С удалением от оси шва остаточ
напряжения уменьшаются: поперечные ау до нуля, а продольные ах переходят в v
сжатия (рис. 6.1).
Поскольку растягивающие остаточные напряжения достигают пре;
текучести, даже незначительные внешние воздействия вызывают в зоне швов плш
ческую деформацию, которая перераспределяет характер остаточных напряжений
применением ультразвукового метода измерения остаточных напряжений [62], [681
явилась возможность оценивать изменения остаточных напряжений в процессе мш
кратных нагружений. Исследования показали, что в многоцикловой области нагрч
ния перераспределение происходит при первом нагружении. Остальные циклы
шественного влияния на перераспределение напряжений не оказывают.
Проведенные исследования влияния остаточных напряжений на усталосг
прочность элемента показали, что роль остаточных напряжений существенно зав г
от уровня переменных напряжений, от вида соединений от асимметрии цикла. '
выше уровень переменных напряжений, тем влияние остаточных напряжений мет
и наоборот. В ряде случаев это влияние соизмеримо с влиянием концентра и •;
напряжений.
Изложенное в этой главе позволяет сделать вывод, что без проведения эксн
ментов оценить выносливость сварных соединений не представляется возможным
пытание сварных образцов позволяет комплексно оценивать выносливость соед
ний, учитывая при этом влияние концентраторов напряжений и остаточных свароч
напряжений, а также иных особенностей соединений. Поэтому все методики расч,
выносливости базируются на экспериментальном материале.
196
6. Расчеты выносливости
I Io даже в том случае, если для исследуемого соединения или детали получены
чкя относительных пределов выносливости, воспользоваться этими значениями
реального расчета моста не так просто. В бывшем СССР методики расчета
«кливости в мостовых [1] и в гражданских [2] нормах существенно отличались
*ду собой. Еще большее отличие наблюдается при сопоставлении методики,
нкдепной в [1] при сопоставлении с методиками, изложенными в нормах США [3],
и в проекте европейских норм [5], [6], [7]и [8].
Кроме того, для правильной оценки выносливости нужно правильно установить
HHHiiy расчетной нагрузки. Дело в том, что в отличие от пульсационной машины,
циклическая нагрузка постоянна, реальная циклическая нагрузка для автодорож-
* мостов изменяется довольно в широких пределах (легковые автомобили,
оЛусы, грузовые автомобили различной грузоподъемности).
6.3.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84*
(Номера формул и таблиц соответствуют номерам, приведенным в СНиП 2.05.03-894*)
6.3.1.	ПРИНЦИПЫ РАСЧЕТОВ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84*
Основные положения, которые приняты в отечественных мостовых нормах
1и11 2.05.03-84* при расчетах выносливости деталей (элементов) приняты следую-
<‘НиП 2.05.03-84* исходят из ограниченных пределов выносливости (см. п.
О.2.), равных 700 000 циклов для автодорожных мостов и 2 000 000 циклов для
.• шодорожных. Цифра 2 000 000 циклов получена из предположения, что на
1яжении 55 лет через мост в сутки проходят 100 поездов, считая один проход
ава за один цикл. Учет увеличения количества циклов под воздействием колес
нводится за счет введения специального коэффициента т? при длинах линии
<ния менее 22 м.
1 НиП 2.05.03-84* принимается в расчет влияние коэффициента асимметрии
юв на предел выносливости за счет введения коэффициента р (см. п.3.1.10.3 -
рамма Хея).
НиП 2.05.03-84* учитывается величина расчетного сопротивления стали Ry и
кние отличия в свойствах сталей на предел выносливости за счет отличий в
||фициентах а и 5.
||вктивные коэффициенты концентрации Д получены на основании эксперимен-
.ных данных для основных видов соединений при 2 миллионах симметричных
• лов нагружений. Полученные коэффициенты изменяются от 1 до 7.
6.3.2.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ДЕТАЛЕЙ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Расчет выносливости элементов стальных конструкций мостов и их соединений
выполнять по формулам
<187>
Tm^0.157wRy-m.	(188)
При вычислении напряжений omaKef следует руководствоваться формулами
П СНиП 2.05.03-84*:
6. Расчеты выносливости
197
Таблица 77
Напряженное состояние	Формулы для определения <ттахе/
Растяжение или сжатие	Л,
Изгиб в одной из главных плоскостей	м
Растяжение или сжатие с изгибом в одной из главных плоскостей	N + М Ап ~ KylV„
Изгиб в двух главных плоскостях	MXY МуХ ЪЦ,,
Растяжение или сжатие с изгибом в двух главных плоскостях	N , MXY + МуХ А-	~^у.п
<ттахе/- наибольшее по абсолютной величине напряжение (положительное при
сжатии). Напряжение вычисляется от действия постоянных и временных
на1рузок.
ттахе/ - наибольшее по абсолютной величине касательное напряжение при расчете
угловых швов на срез (его направление принимается за положительное).
При действии нормальной силы W в расчетном сечении, в формулах
М,МХ,Мf (табл. 77) - приведенные изгибающие моменты, которые следует вычислять
по формуле (152) СНиП.
где Л/, — изгибающий момент действующий в проверяемом сечении;
W - продольная сила в сечении со своим знаком (“плюс” - растяжение);
W = —-т— Эйлерова критическая сила в плоскости действия момента, вычислен-
иях
ная с учетом соответствующих закреплений стержня; при гибкости
< 60 допускается принимать М = Мх.
Коэффициент из табл. 77 следует принимать равным 1.05.
т - коэффициент условий работ (табл. 60, СНиП);
yw-коэффициент понижения расчетного сопротивления стали за счет усталости;
дб[(ар + 8)-(ар + 8)р]~1,
где $ - коэффициент, равный 1 для железнодорожных мостов и 0,7 - для автодорож-
ных и городских.
г? - коэффициент, зависящий от длины загружения линии влияния при определе-
нии . При длине линии влияния Л >м, коэффициент и = 1; при Л<22 м,
г? = v - • Л, где значения и v принимают по табл. 79 в зависимости от марки
стали и эффективного коэффициента концентрации /3.
Коэффициент 8 для длин линий влияния < 22 м может быть вычислен по
формулам:
198
6. Расчеты выносливости
для углеродистой стали
t? = v-£ Л = (1.45 + 0.2917 (Д-1))-(0.0205 + 0.01325 (Д-1) Л);
для низколегированной стали
I? = v • Л = (1.65+ 0.44 (Д -1))-(0.0295 + 0.02006 (Д-1)• Л);
а и 8 - коэффициенты, учитывающие марку стали и нестационарность режима нагру-
жения, принимаются по табл.78.
Таблица 78
Марка стали	а	8
16Д	0.64	0.20
15ХСНД; 09Г2СД	0.72	0.24
10ХСНД; 15ХСНД-40; 14Г2 АФД; 15Г2 АФДпс	0.81	0.20
/3 - эффективный коэффициент концентрации напряжений. Значения Д берутся из
табл. 1 приложения 17 СНиП 2.05.03-84* стр. 181-186. В таблице не приведены
рисунки соединений и коэффициенты берутся из описания деталей конструкции.
(J	f .
р - коэффициент асимметрии цикла, р = ——, р =	;
О’	7*
max	max
<5min, CTmax и Tmin, ттах - наименьшие и наибольшие по абсолютной величине значения
напряжений со своими знаками, определяемые в тех же сечениях, что и (Tmax^f и
ТтахХ- Худшим является симметричный цикл, при котором р = -1. При р = +1 из-
менений напряжений не происходит и проверка выносливости не требуется.
В формуле (189) верхние знаки в скобках следует принимать при вычислении по
формуле (187), если <ттах >0, и всегда по формуле (188).
6.3.3.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ КАНАТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Выносливость канатных элементов мостовых сооружений (вант, подвесок,
оттяжек и т.п.) определяется по формуле
стп>ах - ЩЛ/п,	(193)
где да, - коэффициент условий работ, равный: для вантовых и висячих мостов без ин-
дивидуального регулирования усилий в канатах 0.83; для вантовых и висячих
мостов с индивидуальным регулированием усилий в канатах 1.0.
Rdh-расчетное сопротивление каната по п.4.33 СНиП 2.05.03-84*;
уга- коэффициент, учитывающий переменность напряжений и определяемый по
формуле
у =________________________________________< 1 0 •	(194)
5 С i? [(0.884-Ps-0.387)-(0.884-Д -0.455)• р]	’
£,д,р - коэффициенты, принимаемые согласно п.4.57* СНиП 2.05.03-84*;
Д,- эффективный коэффициент концентрации напряжений, значения которого прини-
маются по табл. 2 приложения 17* СНиП 2.05.03-84*;
т - коэффициент условий работ, принимается по таблице 60 СНиП 2.05.03-84*.
6. Расчеты выносливости
194
6.3.4.	НАГРУЗКИ ДЛЯ РАСЧЕТОВ ВЫНОСЛИВОСТИ
Усилия в элементах для расчетов выносливости по СНиП 2.05.03-84* находят от
суммарного действия постоянных и временных нагрузок.
Постоянные нагрузки принимают с коэффициентом надежности по нагрузке у
равным 1.0. Временные подвижные нагрузки могут быть представлены: нагрузками
АК (тележками и распределенными по полосам) для автодорожных мостов, нагруз-
ками СК для железнодорожных мостов, также нагрузками трамваев и метро. Ко всем
нагрузкам коэффициенты надежности по нагрузке у( принимают равными 1.0 и дина-
мические коэффициенты равными 1 + 2/Зц.
Для совмещенных мостов при одновременном загружении полос автомобильно-
го движения и рельсовых путей ту нагрузку, которая оказывает меньшее воздействие,
принимают с понижающим коэффициентом s2 согласно п.2.15.
6.4.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП П-23-81*
(Номера формул и таблиц соответствуют номерам, приведенным в гражданских
нормах «Стальные конструкции» СНиП П-23-81*, кроме поясняющих таблиц 1 и 2)
Расчеты выносливости соединений по СНиП 11-23-81* отличаются от расчетов
по мостовым нормам. Но принцип, заключающийся в сопоставлении найденного
предела выносливости с максимальными действующими напряжениями, которые
вычисляются от действия постоянных и временных нагрузок, остается прежним.
Оценку выносливости производят по формуле
<7гаах,^« П	(Н5)
где сг^^- наибольшее по абсолютной величине напряжение (положительное при
сжатии), вычисленное от действия постоянных и временных нагрузок;
Rv - расчетное сопротивление стали усталости, принимается по табл. 32*. Эти расчет-
ные сопротивление близки к относительным пределам выносливости детали при
2 млн. симметричных циклов, т.е. при р = -1.
Таблица 32*
Группа деталей	Значения R.. при временном сопротивлении стали Rm, равном МПа				
	<420	420-440	440-520	520-580	580-635
1	120	128	132	136	145
2	100	106	108	ПО	116
3	90				
4	75				
5	60				
6	45				
7	36				
8	27				
В табл. 83 приведены схемы деталей с характерными концентраторами и распо-
ложением расчетного сечения, описание элемента и соответствующая группа по вы-
носливости. Следует обратить внимание на то, что только для первых двух групп дета-
лей, т.е. для деталей, в которых отсутствуют явные концентраторы напряжений, проч-
ностные характеристики стали влияют на пределы выносливости. Для остальных
200
6. Расчеты выносливости
групп, деталей пределы выносливости не зависят от прочностных характеристик
стали.
а - коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений п и вычисляемый:
при п < 3 900 000
длягрупп1и2	а = 0.064 • (и/106)-0.50-(и /106)+1.75;	(116)
для групп 3-8	а = 0.070 (и/106)-0.64 (и/106)+ 2.20.	(117)
Таблица 6.4.1
Число циклов п	Коэффициенты а для групп деталей	
	1 и 2	Зи8
500 000	1.52	1.90
700 000	1.43	1.78
1 000 000	1.31	1.63
1 500 000	1.14	1.39
2 000 000	1.01	1.19
2 500 000	0.90	1.03
3 000 000	0.83	0.90
3 500 000	0.78	0.80
3 900 000	0.77	0.77
> 3 900 000	0.77	0.77
При большем количестве циклов коэффициент а принимают равным 0,77. В
табл. 1 приведены значения коэффициентов а, вычисленные по формулам (116) и
(117). Видно, что при числе циклов менее 2 млн. коэффициент а больше единицы.
Коэффициент у учитывает коэффициент асимметрии циклов р = и
^.пах
определяется по формулам табл. 33. В табл. 6.4.2 приведены значения /„при различ-
ных значениях р. Следует отметить, что коэффициент у„ повышает значение расчет-
ного сопротивления стали выносливости в формуле (115).
Таблица 6.4.2
Значение Р	Формулы для у„ при		Значение у„при	
	растяжении	сжатии	растяжении	сжатии
-1	2 5	2 0	1,00	1,00
-0,5	1-5 —р		1,25	1,33
-0,01			1,66	1,98
0	2 0		1,67	2,00
0,5	1.2-р	1.0-р	2,86	4,00
0,79			4,88	9,52
0,8	1 0		5,00	10,0
0,99	1.0-р		100,0	200,0
1,0			ОФ	оо
В табл. 6.4.2 приведены значения коэффициента yv в диапазоне изменения
коэффициента р от -1 до 1. При расчетах на выносливость по формуле (115)
произведение ау„ Я„не должно превышать Ru /у f. Если число циклов не превышает
100 000, то проверять выносливость не следует.
6. Расчеты выносливости
201
Основной металл с прокатными или обработанными
механическим путем кромками	Группа 1
То же, после обычной машинной газовой резки
Группа 2
Основной металл с обработанными механическим
путем кромками, при разной ширине и R перехода
-10 мм	Группа 4
- 200 мм	Группа 1
Основной металл в соединениях
на высокопрочных болтах
Группа 1
Основной металл в соединениях
на обычных болтах (болты класса А)
- при парныых накладках
- при односторонних накладках
Группа 4
Группа 5
Стыковой шов элементов
одинаковой толщины и ширины
- на остающейся подкладке
- без подкладки не обработанный
Группа 4
Группа 2
Основной металл в месте перехода к стыковому шву
со снятием усиления механическим способом элементов
- одинаковой толщины и ширины	Группа 2
- разной толщины и ширины	Группа 3
Соединение встык прокатных профилей	Группа 4
Основной металл в соединениях с фланговыми швами
(в местах перехода от элементов к концам фланговых
швов)
-	с двойными фланговыми швами	Группа 8
-	с фланговыми и лобовым швом	Группа 7
202
6. Расчеты выносливости
6.5.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО МОСТОВЫМ НОРМАМ США
(Номера формул и таблиц соответствуют номерам, приведенным в американских нормах
AASHTO L&RFD BRIDGE DESIGN SPECIFICATIONS - Second Edition, 1998.)
Далее изложены методики расчета выносливости, приведенные в официальном
издании американских мостовых норм AASHTO L&RFD BRIDGE DESIGN
SPECIFICATIONS с редакциями от 1996 до 1999 года.
Силовой эффект от воздействия автомобилей оценивается размахом напряже-
ний, возникающих в расчетной детали от проезда только одиночных тяжелых машин -
траков. Постоянные напряжения в детали при этом не учитываются.
Это требование распространяется только на детали, которые воспринимают чис-
тое растяжение. В зонах, где от постоянной нагрузки существует сжатие, выносли-
вость проверяется только в случае, если напряжения сжатия меньше величины удвоен-
ного растяжения, возникающего при проезде нагрузки.
6.5.1.	ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ
(6.6.1.2.2 AASHTO)
Выносливость каждого соединения должна быть обеспечена при выполнении
условия
У • (ДЕ) < (ДЕ)п,	(6.6.1.2.2-1)
где У - коэффициент к нагрузке =0,75 (Table 3.4.1-1);
(&F) - напряжение в проверяемом элементе, вызванное проходом одного грузо-
вика или его одной осью;
(ДЕ)и - номинальное сопротивление усталости.
6.5.2.	СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
зд (6.6.1.2.5 AASHTO)
Номинальное сопротивление усталости определяется по формуле
(ДЕД =6.895 f >1(ДГ)т,
(A J 2
где 6.895 - коэффициент перехода размерностей в метрическую систему из размернос-
тей (1 KSI =1000 фунтов/дюйм2 =6.895 МПа);
N- 365 х 75х п х ADTTsl (число циклов за жизнь моста, см. ниже);
А - константа (см. Table 6.6.1.2.5-1);
(4E)m - постоянная амплитуды порога усталости (см. Table 6.6.1.2.5-3).
Для соединений (сварка через стенку) номинальный размах сопротивления
усталости основного металла принят меньшим, чем для категории «С» (ДЕД
(ДЕД = (ДЕД
0.06 + 0.79—
_____
0.642Д7
6. Расчеты выносливости
203
где Н- эффективное сечение шва, мм;
t - толщина листа, мм.
Значение А в формуле (6.6.1.2.5-1) является константой, зависящей от категории
соединения.
Table 6.6.1.2.5-1 Константа А
Деталь категории	А	В	В’	С	С’	D	Е	Е’	Bolt А325	Bolt А490
Константа А/108	250	120	61	44	44	22	11	3.9	17.1	31.5
Значение (ЛЕ)„, в формуле (6.6.1.2.5-1) является постоянной амплитудой порога
усталости, определяемой по таблице в зависимости от категории соединения.
ТаЫе6.6.1.2.5-3 Константа амплитуды порога усталости
Деталь категории	А	В	В’	С	С’	D	Е	Е’	Bolt А325	Bolt А490
Порог (AF)TH , МПа	165	110	83	69	83	48	31	18	214	262
6.5.3. ПОДСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ЦИКЛОВ
N- количество циклов, определяемое в зависимости от количества проходов
только тяжелых автотранспортных средств по мосту согласно формуле
N = 365-75-п-ADTTSL,
где 365 - количество дней в году;
75	- количество лет эксплуатации моста (элемента моста);
п- количество циклов изменения напряжений от одного прохода трака опреде-
ляется по Table 6.6.1.2.5-2.
Table 6.6.1.2.5-2
Продольные элементы	Величина пролета, м	
	более 12 м	до 12 м
Разрезной балочный пролет	1,0	2,0
Неразрезные балки 1) возле промежуточных опираний 2) в прочих местах	1,5 1,0	2,0 2,0
Консоли	5.0	5,0
Элементы ферм	1,0	1,0
ПОПЕРЕЧНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ	более 6 м 1,0	менее 6 м 2,0
ADTTSI = Р  ADTT,	(3.6.1.4.2-1)
ADTT- (Average Daily Truck Traffic) - среднее дневное количество траков, проходя-
щих в одном направлении по мосту;
ADTTsl - среднее дневное количество траков, проходящих по одной полосе.
Методика предполагает, что только тяжелые машины способствуют зарожде-
нию усталостных трещин, когда накапливается критическое количество повреждений
N. Физический предел количества автомобилей, проехавших по одной полосе в день,
204
6. Расчеты выносливости
не более 20%
не более 15%
не более 15%
не более 10%
ограничен числом около 20000 шт. Количество же тяжелых траков в этом потоке
машин может оставлять следующие значения:
для мостов на федеральных дорогах между городами
для мостов в городах на федеральных дорогах
для мостов на прочих дорогах между городами
для мостов на прочих дорогах в городах
Р— понижающий коэффициент, учитывающий количество полос в одном направле-
нии; Р = 1,0 при 1 полосе; Р = 0,85 при 2 полосах; Р = 0,80 при 3 и более
полосах.
Следовательно, для моста с тремя полосами движения в одном направлении,
расположенного на магистрали между городами, среднее количество тяжелых машин,
проходящих по одной полосе, может составить: ADTTSL = 20000*0.2*0.8=3200 шт.
Тогда проектное количество циклов, например, для элементов ортотропной
плиты (где пролеты менее 12 м) составит: А = 365*75*2*3200=175000000.
Как видим, возможное количество циклов, найденное по данной методике,
может составить 175 млн.
Для условий Киева, по данным отдела транспорта АО «КИЕВПРОЕКТ» за 1998
год, примерное количество грузовых автомобилей и автобусов, проходящих в сутки в
одном направлении по наиболее напряженному Московскому мосту через Днепр,
составляет около 3000 шт.
Из них грузовиков с давлением 10 тс на ось около	300 шт.
Из них автобусов с давлением 10 тс на ось около	350 шт.
Всего с давлением на ось 10 тс	650 шт.
Исходя из значения ADTT = 650, трех полос движения в одном направлении
Р=0.8, количества циклов при одном проходе, равном 2, и сроке службы моста 75 лет,
вычислим количество расчетных циклов за жизнь моста.
ADTTsl = ADTT*P=650*0.8=520
N = 365-75 n-ADTTsl = 365-75-2-520=28 470 000 циклов.
Следовательно, расчетное количество циклов при жизни моста 75 лет для
киевского моста при существующей интенсивности и массе автомобилей составляет
примерно 30 млн.
В зависимости от типа концентратора определяется категория детали (соедине-
ния) от А до F. Выбор категории производится по таблице, на которой изображены ха-
рактерные случаи деталей (соединений). По номеру рисунка определяется категория, в
зависимости от дополнительных условий (степени проплавления, типа шва, обработки
шва и т.п.).
Далее в таблице приведены значения пределов выносливости для категорий
AASHTO, которые вычислены по приведенной выше методике для 2000000 циклов.
6.5.4.	ПРЕДЕЛЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ДЛЯ 2 МЛН. ЦИКЛОВ
Относительные пределы выносливости при 2 млн. циклов или далее в тексте
пороги усталости, для соответствующих категорий AASHTO 11 приведены в таблице
ниже.
Деталь категории	А	В	В’	С	С’	D	Е	Е’	Bolt А325	Bolt А490
Порог (ДЕ> , МПа п=2000000	160	125	100	90	90	71	56	40	65	80
6. Расчеты выносливости
205
Как будет показано ниже, значения порогов выносливости при 2 млн. циклов,
приведенные в данной таблице, точно соответствуют или близки к значениям, данным
в проекте европейских норм ENV, 1993.
6.5.5.	КАТЕГОРИИ ДЕТАЛЕЙ
На рисунке показаны детали, для которых в table 6.6.1.2.3-1 AASHTO приведены
описания конструкций, изображенных на рисунке, и присвоены им соответствующие
категории.
Рис. 6.5.1
206
6. Расчеты выносливости
Детали конструкций для Table 6.6.1.2.3-1
Table 6.6.1.2.3-1 (лист 1, с сокращениями)
Общие условия	Описание детали	Деталь категории	№ на рисунке
Прокатные сечения	Основной металл: -	прокатных или резаных кромок после машинной чистой резки (смыв-процесс) -	кромок из атмосферостойкой стали без окрашивания -	сечения нетто в проушинах и соединений на пальцах	А В Е	1,2
Составные сечения	Основной металл и металл шва в элементах без примыканий: -	непрерывные швы с полным проплавлением -	непрерывные угловые швы параллельные к направлению усилий -	непрерывные швы с полным проплавлением с остающейся подкладкой -	непрерывные швы с неполным проплавлением, параллельные направлению усилий Основной металл на концах покрывающих плит: -	наладки на болтах -	тоньше чем пояса с или без лобовых швов -	шире чем пояса с концевыми швами толщина пояса менее 20 мм толщина пояса более 20 мм -	шире чем пояса без лобовых швов	В В В’ В’ В Е Е’ Е’	3,4,5,7 22 7
Сварка соответствует требованиям (испытания в соответствии NDT) и имеет зачистку вдоль усилий	Основной металл и металл шва с полным проплавлением: -	плит или похожих сечений с зачисткой швов -	с 60 см радиусом перехода по ширине детали -	с переходом ширины и толщины с зачисткой швов для обеспечения уклонов не круче, чем 1 к 2.5 - с переходом уклонов не круче, чем 1 к 2.5, если усиление швов не снято	В В В с	8,10 13 11,12 8,10,11,12
Продольно нагруженные стыковые швы	Основной металл у швов деталей с полным и не полным проплавлением когда длина детали в направлении приложения напряжений -	меньше 5 см -	от 5 см до 12 толщин детали, ио меньше 10 см -	больше 12 толщин или 10 см: -	при толщине детали меньше 25 мм -	при толщине детали не меньше 25 мм с переходным радиусом в примыкании с зачисткой вдоль длины шва -	радиус > 60 см -	от 60 до 15 см -	от 15 до 5 см -	менее 5 см -	с переходным радиусом но без зачистки концов	с D Е Е’ В С D Е Е	6,15 15 15 15 16 16
6. Расчеты выносливости
207
Table 6.6.1.2.3-1 (лист 2, с сокращениями)
Общие условия	Описание детали	Деталь категории	№ на рисунке
Поперечно нагруженные стыковые швы Сварка соответствует требованиям (испытания в соответствии с NDT), и имеет зачистку вдоль усилий	Основной металл у стыковых швов с полным проплавлением и с переходным радиусом Для плит равной толщины и удалением усиления шва -	радиус > 60 см -	от 60 до 15 см -	от 15 до 5 см -	менее 5 см Для плит равной толщины без удаления усиления шва -	радиус > 15 см -	от 15 до 5 см -	менее 5 см Для плит неравных толщин с удалением усиления шва -	радиус > 5 см -	менее 5 см Для плит неравных толщин при любом радиусе перехода без снятия усиления шва	в с D Е С D Е D Е Е’	16
Соединения с угловыми швами, нормальными к направлению усилий	Основной металл У конца поперечного ребра в месте примыкания к поясу и к стенке У иных деталей, чем описаны выше	С’ Меньше чем С Форм. (6.6.1.2.5-3)	6 14
Соединения с угловыми швами нормальными и /или параллельными направлению усилий	Срез в сечении шва	Е	9
Продольно нагруженные угловые швы	Основной металл в примыкании к шву при длине детали в направлении приложения силы менее 5 см от 5 см до 12 толщин или 10 см более 12 толщин или 10 см - деталь тоньше 25 мм - деталь не менее 25 мм Основной металл в примыкании к угловому шву с радиусами на концах и зачисткой концов радиус перехода не менее 5 см радиус менее 5 см С не зачищенными концами швов	С D Е Е’ D Е Е	15,17,18,20 15,17 7,9,15,17 16
Механические соединения	Сечения брутто в соединениях на ВПБ Сечеиия нетто в соединениях на заклепках	В D	21
В табл. 6.6.1.2.3.-2 приведены категории деталей ортотропных плит для оценки
усталости. Эта таблица представляет наибольший интерес, так как в ней собраны
расчетные случаи для узлов ортотропных плит. Кроме того, таблица содержит новые
конструктивные решения ортотропных плит (наличие диафрагм), неохваченные
иными нормами. Редакция таблицы 1999 года.
208
6. Расчеты выносливости
14 — 3-941
Иллюстрация примера
д- зазор
Table 6.6.1.2.3-2 (пиот 11		
Деталь	Описание условий	Детель категории
Поперечные или продольные швы соединения ппит и ребер Стыковые швы выполнены с одной стороны	(1) Швы на керамической подкладке. Зачистка шва вдоль усилия	В или 125 МПа
	(2) Швы на кекрамической подкладке	с ипи 90 МПа
	(3) Швы на остающейся подкладке. Угловые швы приварки подкладки должны быть непрерывны, если снаружи, или прерывистыми, если внутри	D или 71 МПа
Фрикционный стык на высокопрочных боптах	(4) Эффект ассиметричных накладок должен быть учтен при вычислении напряжений	В или 125 МПа
Стык настила или ребер выполненный с двусторонними швами	(5) Ппиты или подобные сечения с зачисткой швов.. Выводные ппанки должны использоваться и быть удалены. Зачистка кромок швов должна быть выполнена по направлению усилий	В или 125 МПа
	(6) Высота усиления шва не должна быть больше чем 20% его ширины. Выводные ппанки как в (5)	С ипи 90 МПа
Стык замкнутого ребра в окне Односторонний шов на остающейся подкладке	(7) Швы н^ остающейся подкладке Сварочный зазор должен быть больше, чем толщина стенки Искомое напряжение по нижней кромке ребра	D или 71 МПа
6. Расчеты выносливости
Ж
Иллюстрация примера
Table 6.6.1.2.3-2 (продолжение) лист 2
	Деталь	Описание условий	I Деталь категории
	Пересечение продольного ребра и поперечной балки Угловые швы между ребром и поперечной балкой	(8) Замкнутые ребра с внутренними диафрагмами или открытые ребра da - осевые напряжения в стенке ребра на уровне конца шеа приварки ребра к стенке балки	С или 90 МПа
		(9) Замкнутые ребра без внутренних диафрагм da =da, +da2 da, - осевые напряжения в стенке ребра на уровне конца шва приварки ребра к стенке балки da2 - осевые напряжения в стенке ребра на уровне конца шва приварки от местного изгиба из плоскости, определенные при помощи МКЭ	с или 90 МПа
	Пересечение продольного ребра и поперечной балки Углвые швы между ребром и стенкой поперечной балки и ребром с стенкой диафрагмы	(10) Замкнутые ребра с внутранними диафрагмами, или открытые ребра Напряжения в стенке поперечной балки перпендикулярные к стенке ребра da =da, +da2 da, - осевые напряжения в стенке da2 - осевые напряжения в стенке от ее изгиба из плоскости за счет поворота ребра нед поперечной балкой Напряжения следует определять при помощи МКЭ	Меньше чем с за счет формулы 6.6.1.2.5-3
		(10) То же без диафрагмы da ~da, +da2 da, - напряжения в пятке шва примыкания к стенке da2 - как в п. (10)	с или 90 МПа
210
6. Расчеты выносливости
Нагрузка, предусмотренная американскими нормами для расчетов выносливос-
ти относительно легкая, в сопоставлении с нагрузкой для расчетов прочности. Нагруз-
ка состоит из одного трака (грузовика) или только его оси в соответствии с 3.6.1.2.2, с
постоянной базой задних колес 9.1 м и нагрузками на оси Р,= 3.6 тс и Р2=14.52 тс.
Динамический коэффициент (1+1М/100)=1+15/100 =1.15 (Table 3.6.2.1-1).
Коэффициент надежности по нагрузке для расчетов выносливости ур=0.75 (Table
1.4.1-1 Load Combination and Load Factors).
Расчетное давление оси (для расчетов выносливости) определено по формуле
р(| = ур (1 + 7Л//100)-3.6 = 0.75-1.15-3.6 = 3.1тс;
р,2 =ГР (1 + /Л//100)-14.52 = 0.75-1.15-14.52 = 12.5ТС.
Давление колеса Pt /2. Размер штампа колеса поперек моста = 50 см (3.6.1.2.5).
Размер штампа вдоль моста определяется по формуле
ур • (1 + 7Л//100)-Р/2.5 = 0.75 • 1.15 • 16/2.5 = 5.5 дюймов или 14 см;
Р = 16 KIP (давление колеса в тысячах фунтов). Покрытие распределяет давле-
ние колеса под углом 45°, что при толщине 6 см образует штамп 62x26 см.
6. Расчеты выносливости
211
6.6.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО ПРОЕКТУ ЕВРОПЕЙСКИХ НОРМ
6.6.1.	ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ
Оценка выносливости для постоянной амплитуды размаха напряжений выпол-
няется по формуле
у .Да<—«,
где Аст- действующий размах напряжений, Аст=стт1И -crmin;
Дстя- предельный размах напряжений при заданном числе циклов;
yFf - коэффициент надежности по нагрузкам;
yMf- коэффициент надежности по оценке предела выносливости (обычно равен
1.0); принимается: для элементов, которые не могут привести к
обрушению всей конструкции, равным 1.00, для ключевых элементов - 1.15.
6.6.2.	КРИВЫЕ УСТАЛОСТИ
Оценка выносливости, предусмотренная в проекте европейских норм, выполня-
ется на основании значений ограниченных пределов выносливости, полученных при
2 млн. циклов, названных категориями и выраженных в МПа. Категории получены для
широкого набора деталей (элементов). В табл. L.1...L.9, приведенных ниже, даны
значения ограниченных пределов выносливости Дстспри 2 млн. циклов для широкого
набора деталей и соединений. Пределы выносливости были определенны для симмет-
ричных циклов. Принято, что до 5 млн. циклов кривая усталости (зависимость между
количеством циклов и разрушающими напряжениями см. п. 3.1.10.2) имеет кубиче-
скую зависимость, а после 5 млн. - это кривая пятой степени.
Предельный размах напряжений Дст;, определенный для количества циклов Nt,
может быть найден по следующим формулам:
=-	Д<ТС	*	Аоо или Ас = -====, У,. \ 5 000 000	У, <5 000 000;	(6.6.1)
	J. N'			
	Ц 2 000 000			
Л/т —			У > 5 000 000	(6 6 2)
	1 N,			
5 000 000
Предел выносливости Ло0, приведенный в формулах, установлен для 5 млн.
циклов, а предел До(, соответственно для 2 млн. циклов.
На рисунке 6.6.1 показаны кривые усталости деталей различных категорий, ко-
торые охвачены проектом европейских норм. Оси на рисунке имеют логарифмический
масштаб, что создает уклон кривых 3:1 для кубической зависимости и 5:1 для зави-
симости пятой степени.
Пользуясь таблицами L.l ...L.9, и формулами (6.6.1) и (6.6.2), можно определить
относительный предел выносливости для деталей заданной категории, если известно
количество циклов изменений напряжений. Набор деталей в таблицах довольно широ-
212
6. Расчеты выносливости
кий, что позволяет определить пределы выносливости практически для любых узлов
мостового сооружения.
6.6.3. НАКОПЛЕНИЕ ПОВРЕЖДЕНИЙ В ДЕТАЛИ ОТ УСТАЛОСТИ
Далее рассмотрен вопрос о том, как поступать в том случае, если деталь (эле-
мент) подвергается циклическим нагружениям различной интенсивности.
Пусть известно, что проезжающие по мосту нагрузки вызывают следующие
изменения напряжений Дсг|,Дсг2,...Дсг при соответствующем числе и,,и2,...И;. Требует-
ся оценить выносливость детали (элемента моста), если известна ее категория, т.е. по-
рог относительной усталости при заданном количестве циклов.
Используя выражение (6.6.3), при числе циклов менее 5 000 000, и выражение
(6.6.4),	при числе циклов свыше 5 000 000, можно определить предельное количество
циклов Nj при заданном размахе До;.
N, = 5 000 00 J
I До.
А,. = 5 000 Оо4
1 До,.
п < 5 000 000;
п > 5 000 000.
(6.6.3)
(6.6.4)
В формулах значение Дод - это порог относительной выносливости детали
(элемента) при 5 000 000 циклов - табличное значение. Условие выносливости основа-
но на линейном законе накопления повреждений (Палгрена-Минера) будет выглядеть
следующим образом:
*2
и(
АГ
(6.6.5)
6. Расчеты выносливости
213
В формуле (6.6.5) значения и,,и2,...п, - это число циклов действия заданных раз-
махов напряжений Лет,, Асг2 ,...Асг,.
Рассмотрим конкретный пример. Например, пусть известно, что в потоке авто-
мобилей на мосту выделяются четыре основных нагрузки: особо тяжелая, с нагрузкой
на ось 20 тс; тяжелая, с нагрузкой на ось 15 тс; средняя, с нагрузкой на ось 7.5 тс; лег-
кая, с нагрузкой на ось 3 тс. Расчетная деталь моста имеет предел относительной вы-
носливости Aod = 80 МПа при 5000000 циклов. Следует оценить выносливость
данного соединения при прогнозируемом числе циклов (табл.6.6.1).
Таблица 6.6.1
Номер нагруз- ки	Нагрузка на ось, тс	Действующий размах напряжений, Дет,	Действующее число циклов,	Предельное число циклов, У,. Формулы 6.6.3 6.6.4	Частные отношения, ni ~N~
1	20	120	500 000	1481000	0,34
2	15	90	1 500 000	3511000	0,43
3	7.5	45	6 000 000	88 790 000	0,07
4	3	18	50 000 000	8 670 000 000	0,01
Сумма частных отношений, (формула (3))					0,84
6.6.3.	НАГРУЗКИ ДЛЯ РАСЧЕТА ВЫНОСЛИВОСТИ
В Eurocode предусмотрены несколько возможных моделей для расчета выносли-
вости. При этом, возможно применять модель 1, которая используется для расчета
прочности, с введением понижающих коэффициентов = 0.7 - для нагрузок от осей те-
лежек, и = 0.3 - для распределенных нагрузок
1.2	2.0
Q,k Q,k	Q/2	Q/2
____Ф Ф______________щ_____L
0.4 _	U0.4	„
"к	4ik
ШШШШГПТ	ШШШДП
Положение	Расчеты прочности		Расчеты выносливости	
	Давление оси 1.35 Q,л(кН)	Распределенная 1.35^ (кН)	Давление оси О.70л (кН)	Распределенная 0.3^ (кН)
Полоса 1	405	12.15	210	2.70
Полоса 2	270	3.375	140	0.75
Полоса 3	135	3.375	70	0.75
Прочие полосы	0	3.375	140	0.75
Остающиеся площади	0	3.375	140	0.75
6.6.4. ТАБЛИЦЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРЕДЕЛОВ ВЫНОСЛИВОСТИ
Ниже приведены таблицы, в которых указаны категории соединений, соответст-
вующие относительным пределам выносливости при 2 млн. циклов.
214	6. Расчеты выносливости
6. Расчеты выноап
Таблица L . 1 Детали без сварки - лист 1 из 3			
Деталь категории	Конструкция детали	Описание	Требование
160		Прокатная и экструзионная продукция	От (?) до (з) Острые кромки, поверхностные и прокатные изъяны должны быть улучшены зачисткой
		(?) Плиты и полосы (2) Прокатные профили (3) Аналогично пустоным сечениям (см. Таблицы L.6 и L. 7)	
140			®	Механическая или газовая резка (4) Машинная газовая резка с последующей зачисткой (б) Машинная газовая резка с качеством кромки, определенным в ENV 1090-5: U <= 0.4+ 1.0 а Rz<= 70 + 1.2 а	(4) Все видимые риски на кромках, которые прерывают непрерывность, должны быть удалены ® Впоследствии следует покрыть все зачищенные места ®и ® -	Ремонт не дополняется сваркой -	Входящие углы (уклон <1:4) или отверстия должны быть улучшены зачисткой без видимых дефектов - У отверстий расчетная площади лри подсчете напряжений должна быть принята нетто
125	®		
ENV 1993-2:1997Аппвх L	*де IM
О\
6. Расчеты выносливости
	Таблица L. 1: Детали без сварки - лист 2 из 3		
Деталь категории	Конструкция детали	Описание	Требование
112		(б) Соединение на высокопрочных болтах с двумя симметричными накладками (б) Соединание на преднапряженных заполненных болтамх с двумя симметричными накладками	(б) Напряжения вычисляются для сечений брутто
		(7) Соединение на чистых (подогнаных) болтах с двумя симметричными накладками © Соединение на не преднапряженных заполненных болтах с двумя симме- тричными накладками	(7) Напряжения вычисляются для сечений нетто
90	®	ф, Соединение на высокопрочных болтах с односторонней накладкой (8) Соединение на преднапряженных заполненных болтах с односто- рон нй накладкой	© Напряжения вычисляются для сечений брутто
	^==^2> ®	(§) Конструкционный элемент с отверстиями, подверженный изгибу и осевому воздействию	©Напряжения вычисляются для сечений нетто
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Page 164
Таблица L. 1 Детали без сварки - лист Зиз 3
6. Расчеты выносливости
Деталь категории	Конструкция детали						Описание	Требование
80							@ Соединение на чистых (прите- ртых) болтах (класс А) с односторон- ней накладкой	© 0 ® Напряжения вычисляются для сечений нетто
							(£д) Соединение на заполненных клеем болтах с одностороннй накладкой	
50	@ UlTTWi						($J) Соединение на болтах норма- льной точности (класс Ви С) при обычных зазорах с односторонней накладкой	
50*	©	t	il	il				@ Болты и резьбовая часть растянуты. Для преднапряженных болтов размах напряжений в болте определяется от уровня предналряжения и от геометрии соединения	- Напряжения растяжения вычисляют, используя площадь болта при растяжении
100 т-5	@		Д		я ।	Заполненный кеем зазор болта	Болт подверженный одиночному или двойному срезу Заполненный болт (класса 5.5, 8.8и 10.9)	(g - Расчетные усилия среза оценивают, используя shank (меньшую) площадь болта - Только опорный тип заполненных болтов охватывает эта категория
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Раде 165
нгэонпе т
Таблица L.2: Составные сварные сечения - лист 1 из 2				
Деталь категории	Контрраыя двтт		Описание	Требование
125			Непрерывные продольные швы (Г) Автоматичекие угловые швы с двух сторон. Если специальная инспекция показывает, что швы свободны от определенных дефектов, то категория 140 может быть применена (?) Автоматические угповые швы приварки концов накладочной плиты должны быть проверены с использо- ванием детапи (5^) из Таблицы L.5 (3)	Автоматические угловые или стыковые швы выполненные с двух сторон но содержащие зоны остановки и начала шва (4)	Автоматические стыковые швы выполненные с одной стороны на на подкладной планке без зоны остановки и начала шве (S)	Ручная угловая или стыковая сварка (S) Ручная или автоматическая угловая сварка, выполненная только с одной стороны, особенно для коробчатых балок	Отсутсвуют старт/остановка в пределах шва кроме случая когда ремонт обеспечен специалистами и инспекция обеспечивает проверку качества исполнения ремонта ® - Если в пределах шва выполнены старт / остановка то тогда категория 100 ® Очень хорошая подгонка между поясами и стенками, неотъемлемая часть.Подготовка кромки стенки должна быть такой, чтобы было обеспечено проплавление корня шва
112				
100	©			
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Page 166
6. Расчеты
	Таблица L. 2 Составные сварные сечения - лист 2 из 2			
Деталь категории	Конструкция детали		Описание	Требование
100			(7) Восстановленные (после ремонта) автоматичекие или ручные угловые или стыковые швы	(7) Улучшенные методы ремонта с адекватной проверкой могут вернуть к исходной категории
80			(8) Непрерывный угловой шов пересекает поперечный стыковой шов	
	®	®	(9) Стежковые или кнопочные швы не покрываются впоследствии непрерывными швами	® - Прерывистые угловые швы с отношением g/h <2.5
71			® Концы непрерывных швов у отверстий	® - Вырезы (отверстия) не заполнены сваркой
ENV 1993-2:1997Annex L МолмМ*) *gt 19T
6. Расчеты выносы
Таблица L.3 Поперечные стыковые швы - лист 1 из 2			
Деталь категории	Коиструкщ» детали	Описание	Требование
112	м @ И W ] О/ А/ @ /А ) ц А/ § 1 VA / У О W / 1 1 / »	Без подкладки (Г) Поперечные стыки листое, полос или прокатных сечений (2) Стыки поясов е плитных балках, которые выполнены перед укрупнением © Поперечные стыки листов и полос переменной ширины или толщины, где уклон не более 1:4 (4) Поперечные стыковые швы листов и полос © Поперечные стыки листов и полос переменной ширины или толщины, где уклон не более 1:4 (б) Поперечные стыки прокатных сечений или сварных балок (?) Поперечные стыки плит и полос, прокатных сечений или плитных балок	- Детали	и (2) могут быть отнесены к категории 125, если выполнена высококачественная сварка и результаты проверки удовлетворительные, соответ- ствующие ссылкам Стандарта 9. Уровень Качества 3. ф, @ U ® - Все швы зачищены заподлицо поверхности плиты параллельно напрвпению стрелки ф. ® -	Высота усиления швов не превышает 10% ширины шва при плавном переходе к основному металлу -	Швы выполняются в положении листа ® и ® - Высота усиления швов не более 20% ширины шва от Q) до @ - Выводные ппанки применены и позже удалены, концы плит зчищены заподлицо по направлению усилий - Швы выполнены с двух сторон
90	«1	г~.. е'П >1	1 У*770* <=1-’4 @ ®		
80	4! Л J£L чго =>/ /Д//		
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Page 168
Твблицв L.3 Поперечные стыковые швы - лист 2 из 2						
Деталь категории	Конструкция детали				Описание	Требование
36 (см. 9.7.3)	I	"I ®				Без подкладки (§) Стыковой шов, выполненный с одной стороны только	® - Выполнен без подкладки
90		Угловой шов	> 10 мм -—^>10 ММ 1 - —к >10 мм li f		Сварка на подкладке (J) Поперечный стык @ Поперечный стыковой шов элементов с переменной шириной или толщиной с уклоном не более 1:4	® и ® - Угловой шов, прикрепления подкладки не приближен менее, чем на 10 мм к кромкам листа
80					@ Поперечный стыковой шов на остающейся подкладке	- Если угловые швы приварки подкладки не приближены к кромкам листа менее, чем на 10 мм, или если нельзя достичь хорошей посадки
ENV 1993-2:1997Annex L (IntormH*) fM
б. Расчеты выносливости
Таблица L.4 Сварные крепления элементов с перегруженными швами • лист 1 из 2				
Деталь категории	Конструкция детели		Описание	Требование
во	L<*50mm		Продольные прикрепления (Т) Категория деталей выбирается в зависимости от длины элемента L	
71	50<L<~100 мм			
50	L> 100 мм			
90	1	Г з <-V г> 150 мм	\г	@ Фасонка, приваренная к кромке плиты или к поясу балки	- Радиус перехода фасонки выполняется ручной или машинной газовой резкой перед приваркой, а затем зона сварки зачищается с рисками параллельно усилиям
71	1	г 1 6	w ' 3			
45*	1	г — > — 6	W			
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Page 170
6. Pt
Таблица L.4 Сварные крепления элементов с ненагруженными швами - лист 2 из 2										
Деталь категории	Конструкция детали								Описание	Требование
во	W<=50	все t							Поперечные прикрепления (3) Швы отнесены не менее чем на 10 мм от кромок листа <£) Вертикальные ребра приварены к стенке балки и поясу или только к стенке (5) Диафрагмы приварены к стенке и поясам коробки	@ - Размах напряжений следует определить, используя основные напряжения, если ребро жесткости ограничено только стенкой.
71	50<W<=S0	все t	И ,10^					RC		
63	qo<w<=ioo	все t								
56	100<W<=120	все t								
56	W> 120	0<t<=20	w				w			
50	120 < W<-200 W>200	t>20 0<t<~20	I -A-'			I				
						*—>|_4	I*—>				
45	200< W<=300 W>300	t>30 20<t<=30		©		t				
40	IV >300	t>50								
Вса размеры в мм										
80									(б) Гибкий анкер приварен к основному металу	
ENV 1993-2:1997Annax L (IntoanetNt) Page 171
Таблица L.5 Сварные крепления негруженных элементов - лист 1 из 4
6. Расчеты выносливости
Детель категории	Конструпцт детали				Описание	Требование
Каке таблице L4 детали 3,4 и 5					Стыки поперек проката (Т) Стыковые швы с полным проплавлением	- Инспекция в соответсвии со Ссылочным Стандартом 9, уровень качества 3- - Для усталостных проверок требуются. Первое, корневая трещина при проверке в соответ- ствии с 9.4.3 ENV 1993-1-1
						
			I /			
36'			€		(2) Частичное проплавление тавровых или угловых швов, или эффективное полное проплавление тавровых швов, как определено на рис. 6.6.9 (a) ENV1993-1-1	36* для нормальных напряжений и для касательных - категория 80. Второе, пятовая трещина проверяется от размаха напряжений определенного в несущей нагрузку пластине. © - Плита, несущая нагрузку, не должна быть толще более 15% промежуточной плиты
Как в таблице L4 детали 3,4 и 5	1 ®а	0 —	Площадь передачи J	_J	напряжения основной плиты hiiiiiHiK	 	1 Уклон 1/2 !			Нахлесточные швы (3) Угловые нахлесточные швы	(3) Напряжения в основной плите вычисляются относительно площеди показанной не рисунке
ENV 1993-2:1997Annex L (informative) Page 172
Таблица L.5 Сварные крепления нагруженных элементов - лист 2 из 4					
Деталь категории	Конструкция детали			Описание	Требование
45*	>10 мм			Стыки поперек проката (4) Угловые швы нахлесточного элемента	-	Напряжения вычисляются в нахлесточном элементе ® и ® -	Швы не приближены к кромке менее, чем на 10 мм -	Срезные трещины в шве проверяют, используя деталь(7)
	tc<t	t'>=t	J tc ©	Покрывающие плиты балок и плитных балок (£) Концевые зоны одиночных или многослойных приваренных покрывающих плит, с и без лобовых швов	® - Если покрывающая плита шире, чем пояс, то лобовой шов тщате- льно зачищается, это необходимо, чтобы избежать подреза
56* 50 45 45 36	t<20 20<t<=30 30<t<=50 t>50	t<20 20<t<=30 30<t<=50 t>50			
Размеры в мм					
C4I «Atf (М0МШф4) 7 x»UUV26et-Z-C66t AN3
6. Расчеты выносливости
Таблица L. 5 Сварные крепления нагруженных элементов - лист 3 из 4			
Деталь категории	Конструкция детали	Описание	Требование
56		(б) Накладные листы со скосом торца 1:4 и мехобработкой в балках и плитах	
80 т-5	>10мм	XSX»-.	(7) Непрерывные угловые швы, передающие срез, так как фланговые швы поясов со стенкой в балках. Для стыковых швов с полным проплавлением при срезе следует применять категорию 100 (в) Угловые швы нахлесточного элемента	- Размах напряжений следует определять по площади шва ® -	Размах напряжений следует определять по площади шва полной длины -	Шов не должен быть приближен к кромке менее, чем на 10 мм
ENV 1993-2:1997Annex L (informative) Page 174
Таблица L.5 Сварные крепления нагруженных элементов - лист 4 из 4
6. Расчеты выноан
Деталь категории	Конструкция детали		Описание	Требование
во т = 5	©		Сварка при срезе (9) Гибкий анкер	@ - Напряжения среза, вычисленное в номинальном сечении стержня
71	I	) I /т * / / Полное \	/ / проплавление			Продольное ребро ппиты @ Угловой шов ипи шов с полным проплавлением	@ - Для шва с полным пропавпением размах напряжений определяют исходя из толщины ребра
50	Угловой шов 7^ h ZZ У 'Z > \ и	@		Угловой шов или шов с не полным проплавлением	- Для углового шва и шва с частичным пропавпением размах напряжений должен быть определен на базе тела шва, ипи на базе толщины ребра ,еспи это значение меньше
ENV 1993-2:1997Annex L (infomatlv») Рид» 178
Таблица L.6 Пустотные сечения - лист 1 из 2 ( t<=12.5 тт)
6. Расчеты выносливости
Описание	Требование
ф Проктаная кромка без сварки	5s Острые кромки и неровности поверхности должны быть зачищены
ф Кромка трубы в зоне продольного сварного шва	ф Отсутствие зон остановки и начала швов и дефектов, соответсвующих 3 уровню как определено ENV
Поперечные стыковые швы ф Замкнутые стыковые швы круглых труб (4) Замкнутые стыковые швы прямоугольных труб	-	Усиление шва мерее 10% ширины с плавными переходами -	Сварка в нижнем положении с дефектами по 3 уровню ENV -	Класссифицируется на 2 категории выше, если толщина менее 8 мм
(S) Сварные присоединения Круглая или прямоугольная труба с угловыми швами приварки другого элемента	® -	Угловые швы не нагружены -	Ширина параллельная в направлении усилия менее 100 мм -	Прочие случаи даны в таблице L4
ENV 1993-2:1997Аппех L (informative) Раде 176
Таблица L.6 Пустотные сечения - лист 2 из 2 ( t<=12.5mm)
Деталь
категории
Конструкция детали
Описание
Требование
6. Расчеты выносливости
Сварные стыки
(б) Стыковые шеы круглой трубы
выполненные через промежуточную
плиту
(Т) Стыковые шеы прямоугольной
трубы, выполненные через
промежуточную плиту
© и ®
-	Швы несут нагрузку
-	Швы инспектируются и
отыскиваются свободные от
дефектов края, соответсвующие
ссылкам Стандарта 9 уровень
качества 3
-Детали с толщиной стенки
более, чем 8 мм должны
классифицироваться на одну
категорию выше
(6) Угловые швы круглой трубы,
выполненные через промежуточную
плиту
(9) Угловые шеы прямоугольной
трубы, выполненные через
промежуточную плиту
©и ®
-	Швы несут нагрузку
-	Толщина стенок менее 8 мм
ENV 1993-2:1997Annex L	Рвд» 177
а
Таблица L. 7 Стыки решетчатых балок - лист 1 из 2
Деталь
категории
Конструпия! детели
Требование
6. Расчеты выносливости
45
(т = 5)
1) Стыки круглых труб
36
Для деталей (1) и (2)
- Значения категорий для
промежуточных отношений to/tt
следует определять по линейной
интерполяции
Данные приведены для толщин
1<=12.5мм (Если толщины t>12.5 мм,
см. ENV 1993-1-1 пункт 9.6.3)
- Угловые швы приварки <= 8 мм
35° <е< 50°
М'»<=25
d07to<~25
0.4 <- b,/t^=25
0.25 <= d,/t„<=25
b„ <= 200 mm
dQ <= 300 mm
-0.5ho <= еЛ <= 0.25ho
-0.5do <= еЛ <= 0.25b,
еи> “ эксцентриситет в плане
e«p<~ 0.02bQea/p<= 0.02do
= эксцентриситет из плоскости
Для детали (2)
зазор должен лежать в прделах
О.^Ь^^д^.ЦЬ^)
и кроме того,
9>=К
ENV 1993-2:1997Annex L (informative) Page 178
Таблица L.7 Стыки решетчатых балок - лист 2 из 2
6. Расчеты выносливости
71
(т-5)
to
— 2 1.4
50
(т = 5)
to
t,
К
Требование
Перехлест связей = q/p х 100%
Детали (3) и (4)
-	перехлест 30% < q/p < 100%
-толщины^ t/<12,5mm
-	35° <= 0<= 50°
-	b„/to<= 25
-
-	0.4 <= bl/b„<= 1.0
-	0.25< = d,/d„<= 1.0
-	b0 <= 200 mm
-	da <- 200 mm
-	0.5h„ <= еф <= 0.25h„
-	0.5d„ <= еЛ <= 0.25d„
________________
-e^p<=0.02do
-	&ф- эксцентриситет e
плоскости решетки
-	e&p - эксцентриситет из
плоскости решетки
-	Угпоеые шеы допускаются для
элементов с толщинами
стенок до 8 мм
-	Для толщин t0 t, > 12.5 mm
см. 9.6.3
ENV 1993-2:1997Annex L (InfometNe) Реде 1
Таблица L.8 Ортотропные плиты для железнодорожных мостов - закрытые ребра
лист 1 из 2
Деталь ,	Конструкция детали
категории	
Описание
Требования
(1) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений
в продольном
ребре плиты
(2) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений До
в продольном
ребре плиты
(3) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений Д&
в продольном
ребре плиты
(конструкция не
используется на
железнодорожных
мостах)
(4) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений Д&
в продольном
ребре плиты
ENV 1993'2:1997Annex L (informative) Page 180
232
6. Расчеты выносливости
Таблица L.8 Ортотропные плиты для железнодорожных мостов - закрытые ребре
лист 2 из 2
Деталь
категории
Конструкция детали
Описание
Требования
(1) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений До
в продольном
ребре плиты
80
см.
Табл. L3
(6). (7)
(6) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
нормальных До
и касательных Д*
напряжений в
стенке поперечной
балки как
эквивалентного
напряжения:
ДО^-^До2 + Дт2
(7) Оценка
выносливости
выполняется на
основании
размаха
напряжений Д°
е сечении шва
от поперечного
изгиба
ENV 1993-2:1997Алпех L (informative) Page 181
6. Расчеты выносливости
233
Таблица L.9 Ортотропные плиты для железнодорожных мостов - открытые ребра
Описание	Требования
(1) Непрерывное продольное ребро проходит через поперечную балку (форма выреза не определена)	(1) Оценка выносливости выполняется на основании размаха напряжений Д& в продольном ребре плиты
(6) Узел продольного ребра и стенки поперечной балки	(6) Оценка выносливости выполняется на основании размаха нормальных Ло и касательных Дт напряжений в стенке поперечной балки как эквивалентного напряжения: До^ = ^Ла1 + Ат2
ENV 1993-2:1997Annex L (informative) Page 182
234
6. Расчеты выносливости
6.7.	СОПОСТАВЛЕНИЕ МЕТОДИК ОЦЕНОК ВЫНОСЛИВОСТИ
6.7.1.	СРАВНИТЕЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРЕДСТАВЛЕННЫХ МЕТОДИК
Выше были приведены четыре методики оценки выносливости, используемые в
различных нормах. Следует отметить, что методика по отечественным мостовым нор-
мам наиболее отлична от остальных. В табл. 6.7.1 выполнена попытка найти различия
между приведенными методиками, а также выделить общее, их объединяющее.
Таблица 6.7.1
№ п/п	Особенности расчета выносливости	СНиП 2.05.03- 84*	СНиП П-23-81*	AASHTO LRFD	ENV 1993-2
1	Учитываются постоянные нагрузки	да	Да	нет1’	нет
2	Учитываются все временные нагрузки	да	да	нет	да
3	Учитываются только одиночные тяжелые нагрузки	нет	нет	да	нет
4	Нагрузка для расчетов близка к реальной, обращающейся по мосту	нет	да	да	нет
5	Учитывается влияние асимметрии цикла Р ^min ^тах	да	да	нет	нет
6	Учитывается реальное количество циклов нагружения	нет	да	да	нет
7	Учитываются прочностные характеристики стали	да	нет2’	нет	нет
8	Методика позволяет учесть воздействия различной интенсивности	нет	нет	да	да
9	Расчет базируется на эффективных коэффициентах концентрации напряжений jS	да	нет	нет	нет
10	Расчет базируется на табличных значе- ниях пределов относительной выносли- вости, полученных при симметричных циклах	нет	да	да	да
11	Методика проста в использовании	нет	да	да	да
Если от постоянных нагрузок в рассчитываемом элементе возникает сжатие, то
расчет не выполняется в том случае, если его величина больше удвоенного растяжения
от временных воздействий.
2)	Прочностные характеристики стали учитываются только в случае отсутствия
ощутимых концентраторов у исследуемой детали.
6.7.2.	Сопоставление результатов представленных методик
Все из представленных выше методик обладают определенной условностью
Наибольшая неопределенность связана с использованием результатов испытаний деза
ли на стенде для расчета реальной конструкции. При этом в каждой из методик делае!
ся ряд приближений в связи с неопределенностью нагружения. Характер нагружении
23
6. Расчеты выносливости
(величина и постоянство циклов) в испытываемой детали на стенде отличается от
характера нагружений в реальной конструкции. Реальные напряжения от циклических
нагружений не постоянны ни по величине, ни по характеру асимметрии, так как по
мосту проходят автомобили различной грузоподъемности, расположенные произволь-
но по ширине проезда.
6.7.2.1.	СОПОСТАВЛЕНИЕ ПРЕДЕЛОВ ВЫНОСЛИВОСТИ
Для количественного сопоставления методик вначале следует сопоставить таб-
личные значения относительных пределов выносливости, полученных в результате об-
работки данных экспериментов.
В таблице 6.7.1 приведен ряд характерных деталей, для которых в табл. 6.7.2
даны значения относительных (при 2 млн циклов) пределов выносливости. Для воз-
можности сопоставления методики СНиП 2.05.03-84* с остальными, значение р = 0 и
Л = 0. Напряжения от постоянных нагрузок также приняты равными нулю.
Таблица 6.7.1
№ п/п	Рисунок соединения (элемента)	Описание
1		Прокатные кромки полос, фасон- ных профилей и труб при отсутст- вии поверхностных дефектов
2	L	2.1. Основной металл у стыкового шва элементов одной толщины, после механической обработки 2.2. То же, разной толщины и ши- рины
3		3.1. Металл у края отверстия во фрикционном соединении на высо- копрочных болтах с парными на- кладками 3.2. То же, с односторонней наклад- кой
4		4. Металл у края отверстия в сое- динениях с парными накладками с болтами нормальной точности
5		5. Основной металл у конца флан- гового шва в нахлесточном соеди- нении
6		6. Металл у сварного шва приварки гибкого анкера к поясу балки
236
6. Расчеты выносливости
Таблица 6.7.2
Типы соединений	Значение п	редела выносливости при 2000000 циклов, МПа		
	СНиП2.05.03-84*	СНиП 11-23-81*	AASHTO LRFD	ENV 1993-2
1	181 (210)	120(136)	160	160
2.1	181 (210)	110(100)	125	125
2.2	91 (98)	60		
3.1	111 (122)	120(136)	125	112
3.2	65 (68)			90
4		75	71	90
5	30	36	56	45
4	97(105)	75	90	80
В табл. 6.7.2, приведены значения предельного размаха напряжений при оценке
выносливости элементов, вычисленные по мостовым нормам СНиП 2.05.03-84*, граж-
данским нормам СНиП И-23-81* «Стальные конструкции», по новым мостовым нор-
мам США (AASHTO LRFD) и по проекту европейских мостовых норм (ENV 1993-2,
приложение L). В табл. 6.7.2 значения пределов выносливости без скобок и в скобках
отнесены к сталям с расчетным пределом текучести равным 220 и 350 МПа соответст-
венно.
Анализ данных табл. 6.7.2 показывает, что предельные размахи напряжений для
различных типов соединений, приведенные в нормах США и в проекте европейских
норм, практически совпадают между собой. Отличия в значениях относительных раз-
махов напряжений, определенных по СНиП 11-23-81* и по СНиП2.05.03-84*, также не-
велики.
Сами по себе значения размахов напряжений не могут указать на отличия,
которые существуют в расчетах выносливости, так как эти значения являются только
правой частью уравнения выносливости. Поэтому для оценки различий в расчетах вы-
носливости нужно выполнить расчеты на конкретном примере, который бы учитывал
особенности определения циклических напряжений в элементе от расчетных нагрузок.
6.7.2.2.	СОПОСТАВЛЕНИЕ ОЦЕНОК ВЫНОСЛИВОСТИ
В качестве расчетного примера, на котором можно сопоставить различные
методики оценки выносливости, выбран балочный разрезной мост с пролетом 42 м и
габаритом 11.5 м, и двумя тротуарами по 1.5 м. Поперечное сечение моста показано на
рис 6.7.1.
Оценка выносливости будет выполнена для сечения стыка нижнего пояса в
середине пролета главной балки. Рассмотрено два варианта стыков нижнего пояса:
Вариант 1: Стык выполнен на парных накладках на высокопрочных болтах.
Вариант 2: Стык выполнен на парных накладках на сварке. Вариант рассмотрен
только для примера, так такой стык в мостах не применим.
Усилия, приведенные в таблице 6.7.3, определены от нагрузок соответствующих
норм. При определении усилий по СНиП 2.05.03-84* для расчетов выносливости была
учтена и постоянная нагрузка.
6. Расчеты выносливости
“S7
Рис. 6.7.1. Поперечное сечение моста
Таблица 6.7.3
Изгибающие моменты в середине пролета, тс/м
№ п/п	Нормы проектирования	Усилия для расчетов			
		прочности	выносливости		
		гпах			АЛ/
1	СНиП 2.05.03-84*1’	4230	3065	1874	1191
2	AASHTO	5177	233	-	233
3	ENV	5580	1332	-	1332
° В качестве подвижной временной нагрузки для определении изгибающих моментов
по СНиП 2.05.03-84 принята нагрузка АК с классом 14.
2) Нормативная постоянная нагрузка принята равной 8.5 т/м
6.7.2 2.1. ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84
Сечение балки подобрано по наибольшему моменту по прочности от нагрузок
согласно нормам СНиП 2.05.03-84. Редуцированный момент сопротивления нижнего
пояса составляет 0.14 м3.
Проверка выносливости выполняется по формуле
CT„,a.W
где сгтах е) - наибольшее по абсолютной величине напряжение 217 МПа;
R - 300 МПа расчетное сопротивление текучести;
yw- коэффициент понижения расчетного сопротивления стали за счет
усталости;
т - коэффициент условий работ, равный 1.
т р =£™n_ = HZ = o.6.
130
1.	Стык на высокопрочных болтах /3 - 1.6
=__________1________=__________________1________________-1 6 > 1
7к ~ $v[(ap + 3)-(ap-8)p}~ 0.71[(0.811.6 + 0.2)-(0.81-1.6-0.2)-0.б]~ ' >
238
6. Расчеты выносливости
Так как ук > 1, то проверку выносливости выполнять не требуется, но для
определения запаса устойчивости находим условные предельные напряжения
- YnRym = 217 < 1.6  300 = 480МПа. Коэффициент запаса 2.2.
2.	Стык на парных накладках, приваренных внахлестку, Д = 4.4.
__________1__________________________J__________________
Y"’ ~ $v[(a/3 + 8)-(аР~5)р]" 0.7 1  [(0.81 • 4.4 + 0.2)-(0.81 - 4.4 -0.2)-О.б]“
a>nax.ff -Y»Kym= 217 < 0.818-300 = 245 МПа. Коэффициент запаса 1.13
вл.2.2.2. ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 11-23-81
Сечение балки подобрано по наибольшему моменту по прочности от нагрузок
согласно нормам СНиП 2.05.03-84. Редуцированный момент сопротивления нижнего
пояса составляет Wb = 0.14 м3.
Проверка выносливости выполняется по следующей формуле.
Вариант 1. Стык на высокопрочных болтах
сггаал е/< а  у,.  Л,,; 217<1.43-3.33-128; 217<609. Коэффициент запаса 1.2
Вариант 2. Стык на парных накладках, приваренных внахлестку:
- а' Yv К* '> 217<1.78-3.33-36; 217 = 213. Коэффициент запаса 1.0
<ттаХ(,/ = 217 МПа, как для расчетов по СНиП 2.05.03-84*;
а - коэффициент, определенный для 700 000 циклов:
а = 1.43 МПА для варианта 1;
о:=1.78 МПА для варианта 2;
R, - расчетное сопротивление стали усталости;
Rv =128 для варианта 1;
Я„=36 для варианта 2;
2	2
у =------=---------= з_зз •
1.2-р 1.2-0.6
6.7.2.2.3. ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ ПО AASHTO
Сечение балки подобрано по наибольшему моменту по прочности от нагрузок
по нормам AASHTO. Редуцированный момент сопротивления нижнего пояса
составляет Wp= 0.152 м3.
Вариант 1. Стык на высокопрочных болтах
К • (AF) < (AF)n 0.75 15=11.25 < 34.8. Коэффициент запаса 3.1
Вариант 2. Стык на парных накладках, приваренных внахлестку
У  (Af) < (Af)n 0.75 15=11.25 < 15.7. Коэффициент запаса 1.4
6. Расчеты выносливости
239
где Y - коэффициент к нагрузке, равный 0.75;
(ДЕ) - напряжение в проверяемом элементе, вызванное проходом одного грузовика
или его одной осью---= 15 МПа;
(\F)n- номинальное сопротивление усталости (определено по формуле).
Вариант 1. Стык на высокопрочных болтах
(ДЕ) = 6.895^ = 6.895.р200000000-°f = 34.8 МПа;
"	93 075 000 J
^(ДЕ)ТО=55 МПа. Принимаем (ДЕ)„=55 МПа (см.п.6.2.5).
Вариант 2. Стык на парных накладках приваренных внахлестку
(AF) =6.89.{4 =6.895.рМ^Н =15.7МПа;
"	93 075 000 J
(ДЕ)П( = 15.5 МПа. Принимаем (ДЕ)п=15.7 МПа (см.п.6.2.5).
6,896 - коэффициент перехода размерностей в метрическую систему из размерностей
(1 KSI = 1000 фунтов/дюйм2 =6.895 МПа);
TV- 365-75-n-ADTTsl = 365-75-1-20 000-0.2-0.85 = 93 075 000 циклов;
А - константа = 120-108 для категории «В» (для варианта 1);
А - константа = 11 -108 для категории «Е» (для варианта 2).
112
ру- = 81 < 97 . Коэффициент запаса 1.2.
6.7.2.2.4. ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ ПО ENV
Сечение балки подобрано по наибольшему моменту по прочности от нагрузок
согласно нормам ENV. Редуцированный момент сопротивления нижнего пояса
составляет Wh- 0.161 м3.
Проверка выносливости выполняется по следующей формуле.
Вариант 1. Стык на высокопрочных болтах:
5 Л<Т* = 1.0-81
Y w
Вариант 2. Стык на парных накладках приваренных внахлестку:
у;/Дст < Л--я- = 1.0-81 <= 81 <39. Коэффициент запаса 0.5, т.е.проверка не
У мз	1-15
выполнена.
Аст-действующий размах напряжений, Дет=| <ттах -crmin| = 81 - 0 = 81 МПа;
Дстя- предельный размах напряжений при 2 млн. циклов;
Дстд =112 МПа (табличное значение) для варианта 1 и
Дстд = 45 МПа (табличное значение) для варианта 2;
yFf - коэффициент надежности по нагрузкам, равный 1.0;
у М{ - коэффициент надежности по оценке предела выносливости, равный 1.15.
240	6. Расчеты выносливости
6.7.2.2.5. ИТОГОВАЯ ТАБЛИЦА
Результаты расчетов стыка главной балки моста для двух вариантов его реализа-
ции (стык на высокопрочных болтах и на парных накладках, приваренных внахлестку)
по 4 нормам проектирования представлены в табл. 6.7.4
Таблица 6.7.4
№ п/п	Нормы проектирования	Вариант стыка пояса	Проверка выносливости		
			переменные напряжения, МПа		Коэффи- циент запаса
			действующие	предельные	
1	СниП 2.05.03-84*	1	=217	480	2.2
		2		245	1.1
2	СниП 11-23-81*	1	=217	609	2.8
		2		213	1.0
3	AASHTO LRFD	1	Аст = 11.25	34.8	3.1
		2		15.7	1.4
4	ENV 1993-2	1	Act -81	97	1.2
		2		39	0.5
Из приведенной таблицы видно, что несмотря на существенные различия в
действующих напряжениях, коэффициенты запаса устойчивости по отечественным
нормам и по американским близки между собой. Расчет выносливости по проекту ев-
ропейских норм оказался существенно более жестким.
Для более полного сопоставления оценок выносливости по различным нормам
следует рассмотреть расчет элемента ортотропной плиты, например стыка продольно-
го ребра, где влияние местного воздействия колеса существенно больше, чем для сты-
ка нижнего пояса главной балки.
Для примера была рассчитана ортотропная плита с замкнутыми трапециевидны-
ми ребрами с расстоянием между поперечными балками 4.2 м. Расчет был выполнен
для двух типов стыков ребра: вариант 1 - сварной стык на остающейся подкладке; ва-
риант 2 - стык на высокопрочных болтах. Усилия от расчетных нагрузок для расчетов
выносливости были найдены в сечении продольного ребра, отстоящем на !4 пролета от
поперечной балки. Сечения продольных ребер из стали класса С395 были подобраны
от расчетных нагрузок по прочности, с учетом развития ограниченных пластических
деформаций. Нагрузки для расчетов выносливости составили следующие значения от на-
грузок для расчетов прочности: СНиП - 61%, ENV-56% и AASHTO -27%. Коэффициент
асимметрии цикла составил р = -0.31. Результаты расчетов сведены в табл. 6.7.5
Таблица 6.7.5
№ п/п	Нормы проектирования	Вариант стыка ребра	Проверка выносливости		
			переменные напряжения, МПа		Коэффициент запаса
			действующие	предельные	
1	СниП 2.05.03-84*	1	ст =94 max	102	1.09
		2		171	1.82
2	СниП 11-23-81*	1	ст =94 max	184	1.97
		2		324	3.46
3	AASHTO LRFD	1	Act -64	24	0.37
		2		55	0.85
4	ENV 1993-2	1	Act = 131	62	0.47
		2		97	0.74
В таблице наглядно показано, что в то время как по отечественным мостовым И
гражданским нормам выносливость ребер обеспечена, по американским и европей-
16-3-941
6. Расчеты выносливости
1Л
ским нормам она не проходит. Другими словами, сечения ребер, подобранные по проч-
ности по нормам AASHTO LRFD и ENV 1993-2, являются недостаточными с точки
зрения выносливости. Столь существенное расхождение между отечественными и за-
рубежными нормами должно насторожить, тем более, что результаты расчета (коэф-
фициенты запаса) по AASHTO LRFD и ENV 1993-2 очень близки.
ВЫВОДЫ
1.	Вопрос выбора для отечественных норм достоверной и ясной методики оценки вы-
носливости в настоящее время является открытым, так как методика, изложенная в
отечественных мостовых нормах, требует пересмотра. Особенно большое расхож-
дение с зарубежными нормами наблюдается при расчетах элементов с большой
асимметрией циклов, когда размах переменных напряжений значительный.
2.	Эффективные коэффициенты концентрации напряжений приведенные в
СНиП 2.05.03-84* охватывают достаточно узкий круг деталей, и в настоящее
время не могут удовлетворить современные проектные запросы, особенно в
части конструирования замкнутых сечений ортотропных плит.
3.	Таблицы с категориями пределов выносливости L1...L9, приведенные в ENV
1993-2, а также таблицы, приведенные в американских нормах AASHTO, су-
щественно богаче, чем таблица с Д в СНиП 2.05.03-84*, и охватывают почти все
соединения и детали, которые встречает проектировщик мостов при проектиро-
вании. Таблицы в ENV и в американских нормах не противоречат, а дополняют
друг друга. Эти таблицы являются итогом огромной исследовательской работы,
проведенной на испытательных стендах во многих странах мира. Но использо-
вать таблицы с категориями пределов выносливости наряду с эффективными
коэффициентами концентрации напряжений Д нельзя.
4.	Из перечисленных методик, изложенная в американских нормах методика по опре-
делению усилий и подсчету количества циклов выглядит наиболее логичной.
5.	Если принять за основу американскую методику по определению усилий и
подсчету количества циклов, то проверка выносливости может быть выполнена
при помощи формул (6.6.1) и (6.6.2) с использованием кривых усталости, пока-
занных на рис.6.6.1 из ENV 1993.
6.	В настоящее время нельзя запроектировать ортотропные плиты с замкнутыми
трапециевидными ребрами по отечественным нормам СНиП 2.05.03-84*.
Поэтому в таком случае придется ориентироваться на зарубежные нормы. Автор
рекомендует использовать американские нормы как базовые. Нагрузка может
быть взята из отечественных норм - одна тележка АК. Класс нагрузки должен
быть принят 11, т.е. с давлением 11 т на ось. Такая нагрузка соответствует дав-
лению одной оси грузового автомобиля или автобуса.
ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы. Нормы проектирования - М., 1998.
2.	СНиП 11-23-81* Стальные конструкции. Нормы проектирования - М., 1999.
3.	ASHTO LRFD Bridge Design Specifications - Second Edition, 1998.
4.	AASHTO LRFD Bridge Design Specifications - Second Edition, 1998. American
Association of State Highway and Trasportation Officials, Washington, D.C. 20001.
Revisions of orthotropic deck provisions adopted in May, 1999, are included in 2000
Interim additions to specifications.
242
6. Расчеты выносливости
5.	Eurocode 1 ENV 1991-3 Basis of Design and Actions on Structures Part 3: Traffic
Loads on Bridges.
6.	Eurocode 3 ENV 1993-1 Design of Steel Structure Part 2: General Rules and Rule*
for Buildings / 9 Fatique.
7.	Eurocode 3 ENV 1993-2 Design of Steel Structure - Part 2: Steel Bridges.
8.	Eurocode 3 ENV 1993-2 Design of Steel Structure - Part 2: Steel Bridges / Annex L
(i) Fatique Strength Catagory Tables.
9.	Труфяков В.И. Усталость сварных соединений. - К.: Наук, думка, 1973. - 216 с.
10.	Прочность сварных соединений при переменных нагрузках АН УССР. Ин-т
электросварки им. Е.О.Патона; Под. ред. В.И.Труфякова. - К.: Наук, думка,
1990. - 256 с. - ISBN 5-12-009392-2.
Н.Даунис О.И., Браженас А.П. Сопротивление деформированию и разрушение
механически неоднородных сварных соединений при малоцикловом
нагружении//Проблемы прочности.- 1984.-№2.-С.37-42.
6.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ............................................................................192
6.1.	СХЕМА РАЗРУШЕНИЯ КОНСТРУКЦИИ ОТ УСТАЛОСТИ....................................................192
6.1.1.	Механизм появления усталостной трещины..................................................192
6.1.2.	Зарождение микротрещины.................................................................192
6.1.3.	Развитие микротрещины...................................................................193
6.1.4.	Развитие усталостной трещины........................................................... 193
6.1.5.	Переход усталостной трещины в хрупкую...................................................193
6.2.	ВЫНОСЛИВОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ..............................................................193
6.2.1.	Влияние концентрации напряжений на усталостную прочность сварного соединения............193
6.2.2.	Влияние зоны термического влияния на усталостную прочность сварного соединения..........195
6.2.3.	Влияние остаточных напряжений на усталостную прочность сварного соединения..............195
6.3.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84*.....................................................197
6.3.1.	Принципы расчетов выносливости по СНиП 2.05.03-84*......................................197
6.3.2.	Расчеты выносливости деталей стальных конструкций.......................................197
6.3.3.	Расчеты выносливости канатных элементов.................................................199
6.3.4.	Нагрузки для расчетов выносливости......................................................200
6.4.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО СНИП 11-23-81 *......................................................200
6.5.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО МОСТОВЫМ НОРМАМ США..................................................203
6.5.1.	Оценка выносливости.....................................................................203
6.5.2.	Сопротивление усталости.................................................................203
6.5.3.	Подсчет количества циклов...............................................................204
6.5.4.	Пределы выносливости для 2млн. циклов...................................................205
6.5.5.	Категории деталей.......................................................................206
6.5.6.	Нагрузка для расчетов выносливости по нормам США........................................211
6.6.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ ПО ПРОЕКТУ ЕВРОПЕЙСКИХ НОРМ.............................................212
6.6.1.	Оценка выносливости.....................................................................212
6.6.2.	Кривые усталости........................................................................212
6.6.3.	Накопление повреждений в детали от усталости............................................213
6.6.3.	Нагрузки для расчета выносливости...............................'.......................214
6.6.4.	Таблицы для определения пределов выносливости...........................................214
6.7.	СОПОСТАВЛЕНИЕ МЕТОДИК ОЦЕНОК ВЫНОСЛИВОСТИ....................................................235
6.7.1.	Сравнительная характеристика представленных методик.....................................235
6.7.2.	Сопоставление результатов представленных методик........................................235
6.7.2.1.	Сопоставление пределов выносливости.................................................236
6.7.2.2.	Сопоставление оценок выносливости...................................................237
6.7.2.2.1.	Оценка выносливости по СНиП 2.05.03-84...............................................................................238
6.7.2.2.2.	Оценка выносливости по СНиП П-23-81................................................................ .........	'’w
6.7.2.2.3.	Оценка выносливости по AASHTO....................................... .......
6.7.2.2.4.	Оценка выносливости по ENV..........................................
6.7.2.2.5.	Итоговая таблица....................................................
ВЫВОДЫ.................................................................................
ЛИТЕРАТУРА................................................................................
6. Расчеты выносливости
7.	ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
К динамическим расчетам относят расчеты по определению форм и частот, ам-
плитуд и инерционных сил, возникающих при колебаниях конструкций.
Динамические расчеты мостов производят, как правило, в следующих случаях:
-	для определения частот собственных колебаний пролетных строений для вы-
полнения требований п. 1.48 °
-	для определения частот и виброускорений на мостах, на которых, в послед-
нее время размещают специфические сооружения, такие как торговые цент-
ры, рестораны, и т.п.
-	для определения форм, частот и амплитуд колебаний моста в ветровом по-
токе;
-	для определения инерционных сил, возникающих в элементах моста при
сейсмических толчках.
Ветровому воздействию в основном подвержены гибкие мостовые сооружения,
имеющие собственные низкие частоты. При очень больших пролетах мостов ветровое
воздействие становится определяющим при назначении основных параметров балки
жесткости и пилона.
Сейсмическое воздействие может быть одинаково опасным, как для малых, так
и для больших мостов.
“ Выдержка из п. 1.48* СНиП 2.05.03-84*:
«Расчетный период собственных поперечных горизонтальных колебаний для балоч-
ных разрезных металлических и сталежелезобетонных пролетных строений железнодорожных
мостов должен быть (в секундах) не более 0.01 • / (/ - длина пролета, м) и не более 1.5 с.
В пролетных строениях пешеходных и городских мостов расчетные периоды собствен-
ных колебаний (в незагруженном состоянии) по двум низшим формам ( в балочных разрезных
системах - по одной низшей форме) не должны быть от 0.45 до 0.60 с - вертикальной и от 0.9
до 1.2 с в горизонтальной плоскостях».
7	.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧАСТОТ КОЛЕБАНИЙ
Задача по определению частот собственных колебаний конструкций является
первоочередной при всех типах динамических расчетов. В большинстве случаев эта за-
дача не вызывает затруднений, если она поставлена в линейной постановке.
Определение же собственных частот колебаний, например, моста подвесной
системы с учетом геометрической нелинейности работы его элементов на современной
стадии развития программных комплексов МКЭ вызывает большие трудности.
244
7. Динамические расчеты
Для получения достоверных результатов нужно уделить особое внимание сле-
дующему.
1.	Массы элементов в расчетных схемах следует задавать не дискретными массами, а
массами, распределенными по длине стержней (оболочек).
2.	Нежелательно «отсекать» части конструкции и заменять их искусственными связя-
ми. Так как нельзя точно имитировать связями отброшенную часть конструкции,
нельзя сказать наверняка, какой эффект могут вызвать сделанные при отсечении
допущения.
3.	Количество форм колебаний должно быть достаточным (например, в вантовых мос-
тах следует определить вертикальные изгибные, горизонтальные изгибные и крути-
льные колебания отдельно для балки жесткости и пилона хотя бы по первой
форме).
Рис. 7.1.1. Деформации моста при колебаниях
На рис.7.1.1 показана 3 форма колебаний (кручение балки) моста через р. Шай-
танку в г. Салехарде. Ресторан массой 650 т расположен на пилоне. 1-я форма крутиль-
ных колебаний балки относительно продольной оси вызывают горизонтальные смеще-
ния ног пилона. В табл. 7.1.1 приведены 10 первых форм колебаний моста.
Таблица 7.1.1
№ фор- МЫ i	Частоты		Период Т|,с	Характер колебаний (указаны характерные колебания, соответствующие определенным частотам)
	кру- говая (0,, рад/с	частота и., Гц		
1	4.243	0.675	1.481	1 -я изгибная балки в вертикальной плоскости (а)
2	4.272	0.680	1.471	1-я изгибная пилона из плоскости моста
3	51500	0.875	1.142	1-я крутильная балки (а)
4	9.368	1.491	0.671	1-я изгибная балки в вертикальной плоскости (Ъ)
5	13.359	2.126	0.470	1-я крутильная балки (Ь)
6	13.624	2.168	0.461	2-я изгибная балки в вертикальной плоскости
7	13.823	2.200	0.455	1-я изгибная балки в горизонтальной плоскости с кручением
8	19.827	3.156	0.317	3-я изгибная балки в вертикальной плоскости
9	20.534	3.268	0.306	2-я крутильная балки
10	23.519	3.743	0.267	1-я изгибная пилона в плоскости моста		
7. Динамические расчеты
249
Знание величин частот и форм колебаний очень важно. Например, даже простой
анализ результатов этой таблицы может позволить оценить устойчивость моста против
изгибно-крутильного флаттера. Известно, что фундаментальным критерием возникно-
вения аэродинамической неустойчивости, типа изгибно-крутильного флаттера, балки
жесткости является неравенство
пг<щг,	(7.1.1)
где пт — частота крутильных колебаний балки;
nhv- частота изгибных вертикальных колебаний балки.
Следовательно, мерой недопущения этого опасного вида неустойчивости
является соблюдение условия
^ = k>\.	(7.1.2)
пьу
Чем параметр к больше 1, тем более гарантирована невозможность появления
флаттера. В нашем случае параметр равен 1.3
7.1.1.	КОЛЕБАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
7.1.1.1.	ВИДЫ КОЛ ЕБАНИЙ
1.	СОБСТВЕННЫМИ называют колебания, возникающие в изолированной системе
вследствие внешнего возбуждения, вызывающего у точек системы начальное откло-
нение от положения равновесия или начальной скорости и продолжающиеся затем
вследствие наличия упругих сил, восстанавливающих равновесие.
2.	ВЫНУЖДЕННЫМИ называют колебания упругой системы, происходящие при
действии на систему заданных внешних периодически изменяющихся внешних сил,
которые действуют непрерывно.
3.	ПАРАМЕТРИЧЕСКИМИ называют колебания упругой системы, в процессе кото-
рых периодически меняются физические параметры системы, т.е. величины, харак-
теризующие массу системы или ее жесткость.
4.	АВТОКОЛЕБАНИЯМИ называют незатухающие стационарные колебания, поддер-
живаемые энергией, которая подводится к системе от источников неколебательного
характера (например, воздушным потоком).
При колебаниях, элементы системы упруго деформируются, удлиняются и укорачи-
ваются, изгибаются относительно двух осей и скручиваются относительно продольной оси:
Продольными называют колебания, у которых колебательное движение проис-
ходит вдоль продольной оси стержня
Поперечными называют колебания изгиба, при которых основные компоненты
перемещений направлены перпендикулярно оси стержня.
Крутильными называют колебания стержней, сопровождаемые переменной де-
формацией кручения.
7.1.1.2.	ПАРАМЕТРЫ КОЛЕБАНИЙ
д), - круговая частота - число колебаний, совершаемых в течение 2л с, 1/с;
_	2л
Т— период - время, за которое происходит полное колебание, с, Т- —;
а>
246
7. Динамические расчеты
п, - частота - число колебаний в секунду, Гц, и, = у;
I - номер формы колебаний;
И - логарифмический декремент затухания - логарифм отношения любой амплитуды
(а
—— .
7.1.1.3.	ВЫЧИСЛЕНИЕ ЧАСТОТ В СТАНДАРТНЫХ СЛУЧАЯХ
Для упругих систем с одной степенью свободы круговая частота
•»=д.
V т
(7.1.3)
где с- жесткость системы, характеризуемая усилием, необходимым для осуществле-
ния статическим путем единичного перемещения;
т - масса груза (вес груза, деленный на ускорение свободного падения).
Например, прогиб А в середине балки под сосредоточенным грузом Р определя-
ется по формуле
Р13
А = 48 EI ’ откУда ПРИ Л = 1 жест‘
п 4ZEI
кость Р = С = Т—.
/’
Подставляя значение жесткости с в фор-
мулу (7.1.3), получаем выражение для
круговой частоты балки с сосредоточен-
ной массой т в середине пролета:
48-EI
<л = ..-—
V т-Р
Рис. 7.1.2. Схема балки с сосредоточенной
массой в середине пролета
7.1.1.3.1.	ЧАСТОТЫ БАЛОЧНЫХ МОСТОВ
Для балочных разрезных мостов собственная частота поперечных колебаний
балки может быть определена по формуле
J_al )Ё[
2п I2 У т
(7-1.4)
Коэффициент а,, принимают по табл. 7.1.2 в зависимости от опирания концов и
форм колебаний.
Таблица 7.1.2
№	Схема балки		Значения коэффициентов а,.					
			«!	а2	«3	«4	«5	а((/>5)
1	2		3	4	5	6	7	8
1		t		J	1.8751	4.6941	7.8548	10.996	14.137	2/-1 ~— л 2
7. Динамические расчеты
247
Окончание табл. 7.1.2
1	2			3	4	5	6	7	8
2	Г--	-О 1	~	->			3.1416	6.2832	9.4248	12.566	15.708	in
3		L		3.9266	7.0685	10.210	13.352	16.494	4/ + 1 ~	п 4
4		L		j		4.7300	7.8532	10.996	14.137	17.279	2/4-1 ~	п 2
7.1.1.3.2. ЧАСТОТЫ БАЛКИ ПОД ПОДВИЖНОЙ НАГРУЗКОЙ
Частота собственных поперечных колебаний в вертикальной плоскости свобод-
но опертой балки, находящейся под воздействием равномерно распределенной движу-
щейся нагрузки, может быть вычислена по формуле
(7.1.5)
2л \ т0+т
где та- погонная масса балки;
т - погонная масса нагрузки;
v - скорость движения нагрузки.
Если значение в числителе подкоренного выражения отрицательно, то это
указывает на то, что движения балки становятся апериодически нарастающими.
7.1.1.3.3. ЧАСТОТЫ РАСТЯНУТЫХ ГИБКИХ ЭЛЕМЕНТОВ
Частоты гибких элементов следует определять по специальным программам, и
если есть возможность, с учетом их геометрической нелинейности. Для простых
случаев собственные частоты (изгибные и крутильные) могут быть определены с
использованием формул табл. 7.1.3.
Таблица 7.1.3
N	Схема	пчу	niT	Параметры а
1	р	р ?	.	f	L 1 Р а* [Ё1 'у	i1 Pcri, 2л!2	1 |4G/r И,т =	 		 '•T 2nV/@„„ \ 8еп	i = \;a. =9.869 i = 2;a. =39.478
2	, р 1	р L.._l—Г	1 1 Р а. УЁ1 "'•И +i2Pcril 2Ш^т,	1 I4G7, п, т = — 	 2-лУ\1ет у ge”	/ = 1;а,2 =15.418 z = 2;a2 =49.965
niy - собственная изгибная частота z-той формы;
п1Т - собственная крутильная частота z-той формы;
i - номер формы;
Р - нормальное усилие;
Рот., - упругая критическая сила;
EI - изгибная жесткость;
248
7. Динамические расчеты
GlT- крутильная жесткость;
ml - эквивалентная масса на единицу длины (погонный вес/ускорение);
т - масса на единицу длины (т1 = т для /Иу = const.);
©,,я- главный крутильный момент инерции.
Для прямоугольных поперечных сечений могут быть использованы следующие
зависимости:
в-=»4='"|,1пт^;	(71б)
(7.1.7)
а
где Cj дано в табл. 7.1.4 и mt=m = const для различных значений b/d.
Таблица 7.1.4
b/d	1	1.5	2	3	4	6	8	10
С|	0.141	0.190	0.229	0.263	0.281	0.298	0.307	0.312
7.1.1.3.4. ЧАСТОТЫ КАНАТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Собственные частоты поперечных колебаний канатных элементов с малой
изгибной жесткостью и горизонтальным расположением точек закрепления могут
быть вычислены по известной формуле для струн:
._L. IZ
2L Ут
Для канатных и иных гибких элемен-
тов с шарнирным закреплением концов,
испытывающих внутреннее осевое усилие
и расположенных под углом к горизонту,
собственная частота поперечных колебаний
п. может быть найдена по формуле:
Рис. 7.1.3. Схема гибкого элемента
_ 1	!/’•(/• л)2 fCfl-4 EI i2 -л2 g sina
,y~2~^c\ m L2 + La ~m 2Д.
(7-1.9)
где P- продольное усилие в элементе, т;
L - длина элемента, м;
а - угол наклона к горизонту, градусы;
EI- изгибная жесткость, т м2;
mi.y 2,
т - погонная масса элемента —-, т-с /м;
g
g - ускорение свободного падения 9.80665 м/с2;
i - номер формы колебаний.
7. Динамические расчеты
249
7.1.1.3.5.	ЧАСТОТЫ ВИСЯЧИХ МОСТОВ
Статические расчеты висячих мостов должны быть выполнены с учетом
геометрической нелинейности работы кабеля. В то же время при определении частот и
форм колебаний решение задачи с учетом нелинейности не может быть реализовано с
использованием стандартных программ МКЭ. Поэтому пространственная расчетная
схема при таких расчетах должна быть линейна (другими словами, жесткостные
характеристики системы будут на всех этапах расчетов постоянны), но при этом могут
возникнуть сложности, связанные с геометрической изменяемостью схем с вертикаль-
ными подвесками. Существуют два пути обойти это препятствие: задать в расчетной
схеме все канатные элементы рамными стержнями, обладающими определенной
(очень малой) изгибной жесткостью; второй путь состоит в замене вертикальных под-
весок наклонными, которые должны образовать пространственную ферму - геометри-
чески неизменяемую систему. Оба эти пути могут привести к ошибкам в вычислениях
частот и форм.
Применение плоских расчетных схем не имеет смысла, так как интересующие
инженера колебания связаны с кручением балки жесткости и противофазной деформа-
цией кабелей.
До появления ЭВМ и численных методов расчета существовали теоретические
приближенные формулы, дающие приемлемые результаты.
Ниже даны приближенные формулы для вычисления частот изгибных вертика-
льных и изгибно-крутильных колебаний балки жесткости висячего однопролетного
моста. Изменение усилий в кабеле при колебаниях не учитывается.
Круговая частота для симметричных изгибных форм при i = 1 и 3 может быть
вычислена по формуле
(7.1.10)
В формуле (7.1.10) обозначено:
512-У2 .
я2/3 ’
/ \4	/ \2
= 81Е/ |-| +9 Н - |
(/J	(J J
512-у2 .
9 л-2/3 ’
512/2
’	4	3-я2/3 ’
где / - пролет (расстояние между пилонами в осях);
/1 - проекция длины на горизонтальную ось в боковых пролетах;
Lk - полная длина кабеля между точками закрепления в устоях; может быть вы-
g г2 /
числена по приближенной формуле: Lk=l +	+ 2—;
3 /	cos а
f - стрелка кабеля в центральном пролете;
а - угол наклона кабеля к горизонту в боковых пролетах;
т - погонная масса балки жесткости (без кабеля);
Н - распор (проекция усилия в кабеле на горизонтальную ось).
250
7. Динамические расчеты
Круговая частота для кососимметричных изгибных форм при i = 2,4,6... может
быть вычислена по формуле
<4
EIГ ( I Y Н
— 1 + -- —
т \i-л I EI
(7.1.11)
Круговая частота для кососимметричных изгибно-крутильных форм колебаний
при i = 2,4,6... может быть определена по формуле
coi = b + d± i(/> + </)2-Cyl
+ s- GIT +
1_
(7.1.12)
т I I I h
2	/	“
В формуле (7.1.12) обозначено:
„ В2Н (in Y сг
- GIr + у”+1 у I Е1ш
2'Му
g]i + fi.
2 ’
/ . \2
/>=(—1
( / J
/ I т h
d =
А°у
где mv= — {li+Iv+'^Fjr2} - полярный момент инерции массы поперечника на
единицу длины;
g - ускорение свободного падения, равное 9.8066м/сек2;
у - удельный вес конструкций, т/м3;
Ei - площади элементов балки не учтенных при подсчетах моментов инерции (по-
перечные балки, связи и т.п.), м2;
rt - расстояние от центра тяжести поперечника до центра тяжести элементарной
площади Fl , м;
1Т - момент инерции при свободном кручении м4;
1Ю- момент инерции при стесненном кручении (секториальный момент инер-
ции) м6;
А - площадь поперечного сечения балки, м2;
В - расстояние в осях подвесок по ширине моста, м;
а,- расстояние от центра тяжести до центра изгиба поперечного сечения балки
жесткости, м;
h - расстояние по вертикали, от точки крепления кабеля на пилоне до точки креп-
ления подвесок к балке, м.
Учет изменения распора в кабеле при изгибно-крутильных колебаниях может
быть произведен за счет суммирования значения К (определенного по формуле
н
(7.1.12)) к члену, содержащему распор —у, в формуле
К = 256-^^^-\-1~} .	(7.1 1 Ч
4 I J
7. Динамические расчеты
251
7.1.1.3.6. ЧАСТОТЫ ВАНТОВЫХ МОСТОВ
Многообразие вантовых мостов делает невозможным вывести для определения
частот собственных колебаний какие-либо общие формулы. Частоты и формы собст-
венных колебаний основных балок жесткости и пилонов следует вычислять в линей-
ных пространственных расчетных схемах. Схемы всегда геометрически неизменяемые,
поэтому при расчетах не должно возникнуть никаких осложнений. Учитывать нели-
нейную работу вант не следует ввиду малости.
Отдельно в этом ряду стоят расчеты колебаний вант, о которых речь пойдет ниже.
7.2. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ МОСТА
Аэродинамические расчеты предназначены для оценки напряженно-деформиро-
ванного состояния сооружения от воздействий ветрового потока. Эта задача бывает
очень сложной, и не всегда может быть выполнена без экспериментальных, а иногда и
натурных наблюдений за строящимся сооружением.
Выполнять аэродинамические расчеты для подавляющего числа проектируемых
малых и средних мостов не требуется из-за их небольших размеров и высокой жест-
кости. При проектировании большепролетных мостов и мостов подвесных систем вет-
ровая нагрузка становится определяющей.
7.2.1. КРУШЕНИЕ МОСТОВ ОТ ВЕТРА
История обрушения мостов от ветра насчитывает довольно длинный список
жертв. Вначале нагрузку от ветра считали второстепенной, и не учитывали даже ее
статическую составляющую. Очевидно, самым известным обрушением от ветра было
обрушение моста Тей в Шотландии в декабре 1879 года. Буря сбросила в воду 13 про-
летов моста, при этом погибли 70 пассажиров рухнувшего в воду поезда. Скорость вет-
ра достигала 140 км/ч, что соответствует скоростному напору 95 кг/м2, а конструкция
была проверена на лишь на 47 кг/м2.
В это же время расчетные значения ветровых давлений при расчете мостовых
конструкций в других странах принимались значительно большими, чем в Великой
Британии, например, в Германии - 135 кг/м2, в Америке - 235 кг/м2, а во Франции -
258 кг/м2.
На мосту в г. Сент-Пол в штате Миннесота в США 20 августа 1904 года при
скорости ветра 280 км/ч (скоростной напор 378 кг/м2) четыре фермы по 76 м и одна
52 м моста были сброшены в воду.
Разрушались от ветра многие висячие мосты.
1819 г., Англия, мост через реку Твид с пролетом 137 м разрушен бурей.
1828 г., Шотландия, Монтрозский мост с пролетом 125,7 м разрушен ураганом.
1826 г., Англия, мост через Менайский пролив с пролетом 167,8 м, - сильные
повреждения при штормовом ветре. После восстановления в 1839 г. были сильные по-
вреждения от ветра, а амплитуда колебаний балки в четвертях пролета достигала 4.8 м.
1850 г., Франция, мост через реку Мен с пролетом 120 м обрушился при силь-
ном ветре при проходе 483 солдат. Погибли 226 человек.
1854 г., США, мост через реку Огайо с пролетом 335,5 м и шириной 6.25 м -
полное разрушение проезжей части при сильном ветре. Вот описание очевидца: «В
течение нескольких минут мы следили с тревогой за колебаниями, подобными качке
корабля в шторм. Один раз мост поднялся почти на высоту пилонов и затем опустился;
252
7. Динамические расчеты
при этом вдоль всего пролета произошло скручивание, и одна половина проезжей
части почти перевернулась. Затем огромная конструкция с головокружительной
высоты устремилась в реку с ужасным треском и грохотом».
1864 г., США, Ниагарский (верхний мост) - обрушение при ветре.
1889 г., США, Ниагарский мост ниже водопада, - также обрушение при ветре.
Аэродинамическая устойчивость мостов стала самостоятельным направлением
динамики сооружений после самого известного разрушения моста от ветра - после
разрушения моста Такома в США в 1940 году. Разрушение моста от ветра описано в
литературе и все фазы разрушения моста засняты на пленку. Фильм о разрушении
этого моста обошол все страны мира.
Мост проектировал Леон Моисеев Leon Moisseiff). Такомский мост -
трехпролетный висячий через реку Нерроуз в штате Вашингтон близ города Такома.
Строительство моста начато в 1938 г., а окончено в июле 1940 г. Общая длина моста -
1662 м, средний пролет - 854 м, два боковых по 335,5 м и береговой пролет 137 м.
Полная ширина моста 11.9 м. Мост автомобильный двухполосный с тротуарами. Балка
жесткости подвешена на двух кабелях диаметром 438 мм каждый, со стрелкой провиса
70.66 м. Пилоны высотой 129.6 м - стальные, на бетонных опорах. К кабелям на под-
весках подсоединены главные балки высотой 2.44 м. Шаг подвесок приурочен к шагу
поперечных балок - 7.6 м. Между поперечными балками идут продольные балки -
5 шт. Система из поперечных и продольных балок удерживает бетонную плиту проез-
жей части толщиной 13 см. Следует обратить внимание, что на этом мосту высота бал-
ки была невероятно занижена по сравнению с другими висячими мостами.
Следует отметить, что отношение высоты балки жесткости к пролету Такомско-
го моста составляет всего 1/350. О малости этого соотношения можно судить по вися-
чему мосту George Washington Bridge, который был построен в 1939 г. в Нью-Йорке.
Мост с пролетом 701 м имел соотношение высоты балки к пролету 1/209, и был под-
вержен колебаниям со значительными амплитудами, что привело к его усилению на-
клонными канатами. Учитывая этот факт, и то, что вертикальные колебания балки при
небольшом ветре наблюдались и в процессе строительства, были выполнены аэро-
динамические испытания модели Такомского моста 1/100 натуральной величины и
фрагмента балки жесткости. В результате испытаний было установлено, что мост ве-
дет себя неустойчиво в ветровом потоке, а форма балки приводит к изменению знака
подъемной силы, действующей на балку, при углах атаки ветра одного знака. Для ста-
билизации коэффициента подъемной силы было решено по бокам балки на расстоянии
2 м от стенок установить обтекатели - сегменты диаметром 64 см, выполненные из де-
рева. Но испытания моста были сделаны поздно, и те меры, которые хотели предпри-
нять, не удалось реализовать из-за того, что мост разрушился.
7 ноября 1940 г., т.е. через четыре месяца после открытия мост был разрушен
ветром, скорость которого составила 68 км/ч, или всего 18.9 м/с. Вначале колебания
моста происходили с периодом 1.67 с (36 колебаний в минуту). Хотя амплитуды и бы-
ли большими, эти колебания особой тревоги не вызывали, поскольку наблюдались и
ранее. Но в 10 ч утра сменилась частота - вместо 36 циклов стало 14 циклов, т.е. пери-
од составил 4.3 с. Резко возросли амплитуды, а колебания стали происходить в проти-
вофазах за счет скручивания пролетного строения. Угол наклона проезжей части отно-
сительно продольной оси составлял 45°. При колебаниях ускорения превышали уско-
рение силы тяжести. Вскоре мост был разрушен: обрушилась вначале центральная
часть балки, а затем боковые (см. рис. 2.24).
7. Динамические расчеты
2SJ
Американский исследователь Карман после обрушения моста описал поведение
висячего моста приближенным уравнением, из которого может быть определена кри-
тическая скорость ветра:
[g/, + “--V-4 + ^^2w- = °,	(7.2.1)
( '	2 J дх2	4	’
V2
где w = — - скоростной напор ветра;
К - искомая критическая скорость ветра;
GI:- крутильная жесткость балки жесткости;
Н— распор в одном кабеле;
а - расстояние между кабелями;
b-ширина балки;
в - угол наклона ветра к балке;
к- коэффициент, который Карман принял равным 5.
Найденная из уравнения (7.2.1) скорость составила 85 км/ч, между тем мост раз-
рушился при скорости 67 км/ч.
В настоящее время к новым аспектам аэродинамических расчетов следует от-
нести оценку влияния колебаний моста на самочувствие человека. Проблема стано-
вится все актуальнее, из-за того, что на некоторых мостах сейчас устраивают магази-
ны, рестораны и т.п. заведения, где предполагается длительное пребывание человека.
7.2.2. ОС 11ОВ11ЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Ниже в формулах приведены следующие обозначения, соответствующие обоз-
начениям, данным в ENV.
Л - собственная круговая изгибная частота /-той формы, 1/с;
о)/т- собственная круговая крутильная частота z-той формы, 1/с;
ni - собственная изгибная частота z-той формы, Гц;
niT - собственная крутильная частота /-той формы, Гц;
/- номер формы;
Р- нормальное усилие в элементе (растяжение +), тс;
Pcrit- упругая критическая сила, тс;
EI - изгибная жесткость, тм2;
ЕА - осевая жесткость, тс;
GIT- крутильная жесткость, тм2;
0Я„,- главный крутильный момент инерции;
т- погонный вес элемента, т/м;
т 2,
т- погонная масса элемента, т= — , т с /м;
g	g
g= 9.80665 м/с2;
L- длина элемента, м;
/- проекция длины элемента на горизонтальную плоскость, м;
а- угол наклона к горизонту, градусы;
Кт- средняя расчетная скорость ветра на заданной высоте, м/с;
VcrU. ~ критическая скорость ветра, м/с;
254
7. Динамические расчеты
VCG- скорость ветра начала галопирования, м/с;
у
- значение вероятностного распространения скорости ветра, м/с, Ио =	;
Vm L - среднее значение скорости ветра, м/с, для элемента длиной L;
V - скорость в резонансной зоне, близкая или равная Vcril l;
Ь - характерный размер элемента поперек потока ветра, м;
d - размер элемента вдоль потока ветра, м;
St- число Струхаля (ранее в отечественной литературе число Струхаля имело
обозначение Sh);
_	2 • т • 8
Sc - число С кратона, Sc =-— ;
8 - логарифмический декремент затуханий (для витого каната 0.02);
р- плотность воздуха, р- 1.225-10‘3 т/м3;
v - кинематическая вязкость воздуха, v = 1.5-10~5 м2/с;
b  V.ri,.
Re - число Рейнольдса, Re(Pcn,,) =---;
сх— коэффициент лобового сопротивления, безразмерный;
с - коэффициент подъемной силы, безразмерный;
с* - коэффициент поперечной силы при колебаниях (значение изменяется от 0.2 до 1.0
- [8]);
с1а,- аэродинамический коэффициент возбуждающей силы. Для круговых цилиндров
может быть принят равным 0.7 в диапазоне чисел Рейнольдса до 3-105 (см.
рис. С.2 [15];
aG - коэффициент галопирующей неустойчивости, см. табл. С.5 [15];
Kw-коэффициент корреляции, см. табл. С.4 [15];
К- коэффициент формы колебаний, см. см. Таблицу С.4 [15];
а- амплитуда колебаний при ветровом возбуждении, м;
к - коэффициент, равный дсх/да; можно принять, что 2.5 < к <3.0 [3];
Дсг^ - размах напряжений в элементе от ветра, МПа;
Дсгс- предел выносливости при 2-106 циклов, МПа.
Например:
-	для витых закрытых канатов с горячей заливкой анкеров Дсгс = 112 МПа;
-	для канатов из параллельных проволок с эпоксидным заполнением анкеров
Дсгс =160 МПа;
Дсго-предел выносливости при 5-106 циклов, МПа;
коэффициент, учитывающий прогнозируемое число циклов;
Т - срок службы моста в годах (может быть принят 100 лет);
е0- коэффициент, учитывающий полосу резонансного ветра; приближенно может
быть принят равным 0.3 [2].
7.2.3. ХАРАКТЕРИСТИКИ ВЕТРОВОГО ПОТОКА
Атмосфера, покрывающая поверхность земли, состоит из газов, обладающих
вязкостью, т.е. вблизи тел обтекаемых ветровым потоком создается торможение,
вызванное трением воздуха о поверхность тела.
7. Динамические расчеты
25$
v = 1.5105 м2/с - коэффициент кинематической вязкости воздуха. У поверхнос-
ти земли давление выше и воздух более сжат. С подъемом вверх воздух становится
разреженнее и легче. Плотность воздуха также зависит от температуры и влажности.
р = 1.225 кг/м3 - плотность воздуха (обычно принимаемая)
Скорость ветра измеряют в метрах в секунду’*;
Vo - скорость ветра, м/с, - на уровне 10 м над поверхностью земли для откры-
той местности (водохранилища, степи, побережья и т.п.), соответствующая 10 минут-
ному интервалу осреднения и превышаемая в среднем 1 раз в 5 лет (п.6.4 СНиП
2.01.07-85). Скорость ветра зависит от высоты над поверхностью земли и от характера
шероховатости местности.
Существует шкала оценки силы ветра в баллах, созданная в 1806 году английским
адмиралом Ф. Бофортом, предусматривающая градацию от 1 балла до 17 баллов, что
соответствует скоростям 0-0,2 м/с и до 59 м/с, соответственно. Баллы определяются на
основании визуальной оценки происходящего на поверхности земли и воды (см.
Метеорологический Словарь. - М.: Гидрометиоиздат, 1963).
Нормативную величину ветровой нагрузки следует определять как сумму
нормативных значений средней wm и пульсационной wp составляющих:
w„ = w„ + w„.	(7.2.1 )
п т р	к	'
7.2.3.1. СТАТИЧЕСКОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ ВЕТРОВОГО ПОТОКА
Нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки wm на высоте
z над поверхностью воды или земли определяется по формуле
Ч, =wv'k-c^	(7.2.2)
откуда давление ветра или скоростной напор
w0 = -^,	(7.2.3)
при р = 1.225 кг/м3 формула приобретает вид
V1	2
= 0.61 И2 - давление, Па, w0 =------давление, кг/м .
16
Нормативное значения скоростного напора w0 принимается по табл, п.5 СНиП
2.01.07-85 в зависимости от ветрового района, который определяется по карте 3 обяза-
тельного приложения 5 к СНиП.
Ветровой район	1а	I	II	III	IV	V	VI	VII
Нормативный ветровой напор и’о Па (кг/м2)	170 (17)	230 (23)	300 (30)	380 (38)	480 (48)	600 (60)	730 (73)	850 (85)
С оответствующая скорость ветра Ио, м/с	16	19	22	25	28	31	34	37
256
7. Динамические расчеты
к - коэффициент, учитывающий изменение скоростного распора от изменения высоты
и типа местности, определяется по табл. 6 СНиП 2.01.07-85. Различают три типа мест-
ности: тип А (открытые побережья морей, озер и водохранилищ, пустыни, счспи,
тундра, лесостепи); тип В (городские территории, лесные массивы и другие местности,
равномерно покрытые препятствиями высотой более 10 м); тип С (городские районы с
застройкой зданиями более 25 м).
Высота Z, м	Таблица 6 СниП 2.01.07-85			Таблица 7 СНиП 2.01.07-85		
	Коэффициент к для типов местности			Коэффициент пульсации давления ветра £ для типов местности		
	А	В	С	А	В	С
<5	0.75	0.50	0.40	0.85	1.22	1.78
10	1.00	0.65	0.40	0.76	1.06	1.78
20	1.25	0.85	0.55	0.69	0.92	1.50
40	1.50	1.10	0.80	0.62	0.80	1.26
60	1.70	1.30	1.00	0.58	0.74	1.14
80	1.85	1.45	1.15	0.56	0.70	1.06
100	2.00	1.60	1.25	0.54	0.67	1.00
150	2.25	1.90	1.55	0.51	0.62	0.90
200	2.45	2.10	1.80	0.49	0.58	0.84
250	2.65	2.30	2.00	0.47	0.56	0.80
300	2.75	2.50	2.20	0.46	0.54	0.76
350	2.75	2.75	2.35	0.46	0.52	0.73
>480	2.75	2.75	2.75	0.46	0.50	0.68
cw — аэродинамический коэффициент лобового сопротивления сх или су, принимае-
мый по приложению 9 СНиП 2.05.03-84 или на основании испытаний модели в аэроди-
намической трубе. Знак «+» у коэффициентов соответствует направлению давления на
поверхность, а знак «-» - от поверхности.
7.2.3.2. ПУЛЬСАЦИЯ ВЕТРОВОГО ПОТОКА
Пульсационная составляющая wp ветровой нагрузки учитывает силы инерции,
возникающие при колебаниях конструкции. Инерционные силы можно не учитывать,
если частоты первой формы колебаний не превышают значений, приведенных в табл. 8
СНиП 2.01.07-85.
Таблица 8 СНиП 2.01.07-85
Ветровой район		1а	I	II	III	IV	V	VI	VII
Частота по первой форме, Гц	5=0.3	0.85	0.95	1.1	1.2	1.4	1.6	1.7	1.9
	5 = 0.15	2.6	2.9	3.4	3.8	4.3	5.0	5.6	5.9
Нормативное значение пульсационной составляющей ветровой нагрузки wp на
высоте z определяется по формуле (9) СНиП 2.01.07-85:
wp=wm-^-^-v,	(7.2.4)
где § - коэффициент динамичности, определяемый по черт. 2 СНиП 2.01.07-85 в заик
симости от параметра е и логарифмического декремента затуханий S; его зиачснп
17 3-941
7. Динамические расчеты
25/
для стальных конструкций изменяется в пределах 1.2-2.1, а для железобетонных и
сталежелезобетонных конструкций от 1.2 до 2.75.
940 •/, ’
где yf-коэффициент надежности;
w0 - нормативное значение скоростного напора (см. выше);
- частота по низшей форме;
8- логарифмический декремент затуханий: для железобетонных конструкций
равен 0.3; для стальных конструкций - 0.15; для витого каната - 0.02.
д - коэффициент пульсации ветра, принимаемы по таблице 7 СНиП 2.01.07-85;
v - коэффициент пространственной корреляции давления ветра следует прини-
мать для расчетной поверхности, на которой учитывается корреляция
пульсаций.
Произведение коэффициентов £ удля балок мостов допускается определять по
формуле
0.15 Л
0.55- но не менее 0.30, где Л - длина пролета, или высота опоры.
7.2.4. АЭРОДИ11АМИЧЕСКИЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ
Рис. 7.2.1. Схема воздействия ветра
В соответствии с [1] ветровое воздействие на мосты представляют тремя состав-
ляющими: поперек моста - по X; по вертикали - по Z; и вдоль моста - по Y.
(рис. 7.2.1).
Далее в тексте коэффициент подъемной силы традиционно обозначен Су.
7.2.4.1.	КОЭФФИ11ИЕНТ ЛОБОВОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
Коэффициент лобового сопротивления балки жесткости моста СА0 (по направ-
лению X) может быть определен по графику (рис. 7.2.2) в зависимости от соотношения
d/b и поперечного сечения балки.
Величина коэффициента лобового сопротивления может быть уменьшена в том
случае, если стенка балки имеет наклон к вертикали. Уменьшать С/х0 следует на 0.5%
на каждый градус наклона стенки ам, но не более 30%.
Ветровая нагрузка в нормальных обстоятельствах должна быть приложена к
проекции конструкций моста на соответствующую плоскость, пренебрегают теми
площадями, где нагрузка улучшала бы состояние.
258
7. Динамические расчеты
Расчетная подветренная пло-
щадь Arefxопределяется следующим
образом:
а)	для сплошностенчатых балок -
площадь первой стенки и все видимые
выступающие за ней площади других
балок плюс любые элементы проез-
жей части, расположенные выше
уровня проезда;
б)	для ферм - площади сплошных эле-
ментов ферм перпендикулярных ветру
плюс любые элементы проезжей час-
ти, расположенные выше уровня про-
езда;
Площади элементов проезжей
части (сквозных и сплошных перил и
парапетов) следует принимать, увели-
чивая высоту балки d, как указано в
табл. 7.2.2.
Рис. 7.2.2 Коэффициент лобового сопротивления
Таблица 7.2.2
Элементы ограждения	На одной стороне моста	С двух сторон моста
Сквозные перила или сквозные барьерные ограждения	d +300 мм	d + 600 мм
Сплошные перила или сплошные барьеры безопасности высотой d,	d + d,	d + 2-d,
Сквозные перила + сквозные барьерные ог- раждения	d + 600 мм	а?+ 1200 мм
7.2.4.2. КОЭФФИЦИЕНТ ПОДЪЕМНОЙ СИЛЫ
При обтекании тела ветровым потоком горизонтального или близкого к этому
направления возникает сила в вертикальном направлении. Сила может иметь на-
правление вниз и вверх в зависимости от формы поперечного сечения балки жест-
кости моста и от угла атаки ветра. В общем случае сила имеет название подъемной.
Наиболее опасные состояния возникают тогда, когда направление вертикальной си-
лы периодически меняется, за счет поворотов (крутильных колебаний) пролетного
строения.
Коэффициент подъемной силы является множителям к проекции площади моста
на горизонтальную площадь.
Коэффициент подъемной силы должен быть определен в результате продувки
фрагмента балки в аэродинамической трубе, для балок жесткости сплошностенчатых
мостов может быть принят приближенно с использованием графика на рис.7.2.3.
7. Динамические расчеты
2&
7.2.4.3. ПРОДОЛЬНЫЙ ВЕТЕР ДЛЯ МОСТОВ
Коэффициент сопротивления в У-направлении вдоль моста принимается равным
процентам от сопротивления в Х-направлении:
1)	25% - для сплошностенчатых балок;
2)	50%-для ферм.
7.2.5.	АЭРОУ11РУГИЕ ЯВЛЕНИЯ
К основным аэроупругим явлениям, которые представляют опасность для
основных элементов мостов, относят динамические и статические.
Динамические явления:
1)	вихревое возбуждение (эоловы колебания);
2)галопирование;
3)	изгибно-крутильный флаттер;
4)	крутильный (срывной флаттер);
5)	баффтинг.
Статические явления:
1.	Статические деформации сооружения под действием статической составляющей
ветрового потока. Возможно разрушение в результате потери прочности либо в
результате потери устойчивости положения (см. «Крушение мостов от ветра»).
2.	Потеря плоской формы изгиба при статических деформациях конструкции от
статической составляющей ветрового потока. Боковая статическая деформация
сжатых стержней увеличивает эксцентриситет приложения сжимающей силы и
может привести к потере устойчивости сооружения.
260
7. Динамические расчеты
3.	Дивергенция - крутильная форма потери устойчивости при статических деформа-
циях конструкции от статической составляющей ветрового потока.
7.2.5.1. ВИХРЕВОЕ ВОЗБУЖДЕНИЕ
7.2.5.1.1. ОПРЕДЕЛЕНИЯ
При обтекании тела воздушным потоком, начиная с определенной скорости вет-
ра, позади тела образуется вихреобразное движение потока. При этом образуются вих-
ри правого и левого вращения, которые вследствие отрывного характера обтекания
срываются с поверхности и уносятся потоком. Срывающиеся вихри постепенно рас-
сеиваются позади от тела, образуют вихревую дорожку Кармана с устойчивым шагом
aw вдоль дорожки (рис.7.2.3).
Рис. 7.2.3
Вихри создают переменную периодическую силу в направлении, перпендикуля-
рном потоку. Такая сила создает начальное смещение тела относительно положения
равновесия. Когда частота срыва вихрей близка или равна одной из собственных час-
тот тела, обтекаемого потоком, наблюдаются интенсивные колебания.
Периодическая аэродинамическая сила - сила Кармана (период которой
совпадает с периодом срыва вихрей) может быть определена по приближенной
формуле:
F,l} ~- -ct -p-b-V2 cos(<w /),	(7.2.5)
it
где ск- коэффициент аэродинамического сопротивления;
р - плотность воздуха 1.225 кг/м3;
b - характерный размер, м;
V - скорость потока, м/с;
оз - круговая частота срыва вихрей, 1/с;
(у А
03 = 2-it-St- — 1/с,
I6 J
(у\
п = St — I, Гц
I6/
St — число Струхаля. Ранее в отечественной литературе число Струхаля имело обозна-
чение Sh.
или частота
(7.2.6)
(7.2.7)
7. Динамические расчеты
Частота срыва вихрей, играющая основную роль в аэроупругости, связана со
скоростью потока и с характерным размером тела при помощи числа Струхаля St.
Значения числа Струхаля получены в результате экспериментальных исследований для
тел различной конфигурации. Значение числа Струхаля могут быть определены по
табл. 7.2.3 или по иным источникам.
Таблица 7.2.3
Характеристика поперечных сечений	Струхаля число St	Коэффициент Q,
- ОТ’	0.2	Рис. C.2
		
0.5 <-<2.0	Рис. 7.2.4	1.1
	b		
а ,		
		
<Ш = 1.0	0.11	0.8
d/b = \.5	0.10	1.2
d/b = 2.0	0.14	0.3
	► 	 ь	d/b = \.O	0.13	1.6
i—d/b = 2.0 !	Q	J	0.08	2.3
	► 	1	 lb	d/Z> = 1.0	0.16	1.4
1. a	dlb = ™	0.12	1.1
__		
	►	b	d/b = \3	0.11	0.8
| a —	d)b = 2.Q	0.07	1.0
' 1 1		
L d J		
	0.154	0.12d/b
d!b^5		
Г	1 I6	(	1 'I	5d(	1 Y
1	1	J/Az-in		
		
L d j	[i.l-dlb+l J	b [l.l-dlb + i J
d/b>\Q		
	0.083	0.035d/b
* \ / Iй		
		
262
7. Динамические расчеты
Изменение значения числа Струхаля в зависимости от геометрических характе-
ристик прямоугольного тела показано на графике (рис. 7.2.4).
7.2.5.1.2. СКОРОСТЬ ВЕТРА ПРИ ВИХРЕВОМ ВОЗБУЖДЕНИИ
Скорость ветра, обусловливающую начало колебания типа вихревого возбужде-
ния Исп, , , когда частота вихревого следа совпадет с собственной частотой элемента,
определяют по формуле
b  и, „
^=~^,	(7-2.8)
UI
где Ь - характерный размер, м;
njy~ собственная частота колебаний элемента, Гц. Собственная частота п,у для
стержневого элемента (каната) может быть определена по формуле (7.1.9).
7.2.5.1.3. АМПЛИТУДЫ ПРИ ВИХРЕВОМ ВОЗБУЖДЕНИИ
Предельные амплитуды при ветровом возбуждении в нерезонансных зонах
обычно не превышают 40% диаметра элемента. Столь малые амплитуды обычно не
приводят к ощутимым изменениям напряжений в канатных элементах и поэтому могут
быть исключены из данного рассмотрения.
Для нахождения максимальной амплитуды при вихревом возбуждении может
быть применена формула
maxj’p =
bKvKcla,
St2 Sc
(7.2.9)
где b - характерный размер, м;
Kw - коэффициент корреляции (максимальное значение может быть принято рав-
ным 0.9);
К - коэффициент формы колебаний (при шарнирном закреплении концов
К=0.1);
с,о, - аэродинамический коэффициент возбуждающей силы. Для круговых цилинд-
ров может быть принят равным 0.7 в диапазоне чисел Рейнольдса до 3 IO5.
Число Рейнольдса вычисляют по формуле
7. Динамические расчеты
2Ы
bv ..
WtT,„) = —(7-2.Ю)
где v - кинематическая вязкость воздуха, v= 1.5-10'5 м2/с;
2 • mi  8
Sc - число Скратона, Sc =-р—;
3 - логарифмический декремент затуханий (для витого каната 0.02);
р - плотность воздуха, р = 1.225 кг/м3.
Остальные обозначения приведены выше.
7.2.5.2.	ГАЛОПИРОВАНИЕ
7.2.5.2.1. ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Галопирование или скачкообразные колебания - это поперечные (изгибные)
автоколебания конструкций не круглой формы. Галопирование - наиболее опасный, с
точки Зрения усталостной прочности вид колебаний для стержневых элементов (кана-
тов), который проистекает с большими амплитудами и малой частотой. Хотя канаты в
основном имеют круглую форму, но возможно их галопирование при условии измене-
ния формы при обледенении или даже от струй воды при дожде, текущих по канатам.
Галопирующие колебания начинаются с определенной величины скорости ветра
и их амплитуды быстро возрастают с ростом скорости ветра. Амплитуды колебаний
могут достигать очень больших величин Ч.
Вантовый мост в Риге с центральным пролетом 312 м был введен в эксплуатацию в июле
1981 года. Канаты вант были сформированы из шести канатов шестигранной формы, и об-
разовывали прямоугольник со сторонами 12x18 см. Расстояние в свету между русловыми ван-
тами, расположенными в вертикальной плоскости, не превышает 2 м. При монтаже и во весь
летний период колебаний вант не наблюдалось. В октябре начались ветры, дующие с моря
поперек моста. Некоторые ванты начинали интенсивно колебаться по первой форме уже при
скоростях ветра 7-10 м/с, а при скоростях 15-18 м/с амплитуды были настолько высоки, что
наблюдались соударения вант между собой. Колебания были остановлены в результате
установки гасителей.
7.2.5.2 2. СКОРОСТЬ ВЕТРА ПРИ ГАЛОПИРОВАНИИ
Скорость ветра, при которой может начаться колебания галопирования Vcc тел,
у которых соотношение ширины и высоты изменяется от 1 до 3, определяют по
формуле
?  Чг
VCG=—^yb,	(7.2.11)
aG
где Sc - число Скратона;
«^-собственная частота, Гц;
b - характерный размер, м;
aG - коэффициент галопирующей неустойчивости. Его значения могут быть при-
няты по табл. С. 5 ENV 1991-2-4.
264
7. Динамические расчеты
Число Скратона может быть определено по формуле
2  т. -8
Sc =----(7.2.12)
р-Ь
где m:v - погонный вес элемента, т/м;
8 - логарифмический декремент затуханий (для витого каната 0.02);
р - плотность воздуха, равная 1.225 кг/м3.
Поперечное сечение	d Ь	Коэфф. а.
/ = 0.06 ь		
	b	1.0
		
. 7 V		
Обледенение кабелей		
	2	2
	1.5	1 7
	►	ь		
d		
	1	1.2
	2/3	1
а	1/2	0.7
*	ь	1/3	0.4
Таблица С, 5 ENV 1991-2-4.
Поперечное сечение	d b	Коэфф.
\ ь		1.0
1	Г	J b 1/3 V	4.0
Ь		
|	к—1—>1		
Уголок с полками bud	2	0.7
	2.7	5
d		
	IJb	5	7
1 “ J		
1ь	3	7.5
		
	3/4	3.2
1	1	J		
		
	2	1
1 “ J~		
7.2.5.2.3. АМПЛИТУДА ПРИ ГАЛОПИРОВАНИИ
Величину амплитуды (отклонения от среднего положения) при галопировании
можно определить по формуле, приведенной в [2J:
2.hV2 I V
а = —Г71~~Г’	(7.2.13)
И си ч т
7. Динамические расчеты
265
(7.2.14)
где Vm- расчетная скорость ветра на расчетной высоте для данного района.
Важным параметром в аэродинамике является относительная амплитуда, кото-
рая равна отношению амплитуды к характерному размеру:
а
а = —,
b
остальные обозначения приведены выше.
Отсутствие колебаний при галопировании обеспечивается при условии
ГСС>1.25Г.	(7.2.15)
7.2.5.3.	ИЗГИБНО-КРУТИЛЬНЫЙ ФЛАТТЕР
7.2.5.3.I.	ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Изгибно-крутильный или классический флаттер - это связанные изгибно-крути-
льные нарастающие во времени самовозбуждающиеся колебания, вызванные несовпа-
дением аэродинамического центра с центром изгиба поперечника балки жесткости.
7.2.5.3.2.	КРИТИЧЕСКАЯ СКОРОСТЬ ПРИ ФЛАТТЕРЕ
Основные характеристики флаттера, VFt- критическая скорость и круговая
частота колебаний, могут быть вычислены по приближенным формулам, основанным
на обработке экспериментальных данных и решения теоретической задачи крутильных
колебаний.
Аэродинамические силы, действующие на пролетное строение мостов при неус-
тановившемся обтекании в работе [3] разделены на: 1) силы, имеющие нециркуляцио-
нную природу и обусловленные силами присоединения масс (это силыД и12);
2) силы, имеющие циркуляционную природу и действующие на неподвижное тело; 3)
силы, имеющие циркуляционную природу и возникающие при колебаниях кон-
струкции.
Ниже рассмотрена циркуляционная подъемная сила. В общем случае циркуля-
ционная подъемная сила, имеющая центр давления в точке % ширины балки, вычисля-
ется по известной формуле:
Lc=0.5 Cy p v2 Ь,	(7.2.16)
где С - коэффициент подъемной силы;
v - скорость воздушного потока;
р - плотность воздуха;
Ь- ширина балки.
Колебания в вертикальном направлении	Крутильные колебания относительно оси балки
Рис. 7.2.5. Возникновение подъемной силы при колебаниях балки
266
7. Динамические расчеты
Циркуляционная подъемная сила при изгибно-крутильных колебаниях возника-
ет от двух составляющих - изгибных и крутильных.
При изгибных колебаниях балки она двигается вверх-вниз с переменной скорос-
тью Г). При этом может быть вычислен фиктивный угол атаки (рис. 7.2.5 (слева)), по
формуле (7.2.17), а скорость потока относительно колеблющегося тела по формуле
(7.2.18):
a =	(7.2.17)
+	(7.2.18)
Величина циркуляционной подъемной силы при изгибных колебаниях может
быть определена по зависимости
эс ,	I /т> V
L =O.5-^(ao + a)pv2feJl+U .	(7.2.19)
да	i	kv J
При крутильных колебаниях моста закручивание поперечного сечения эквива-
лентно изменению мгновенного значения угла атаки на переменную величину 0,
(рис. 7.2.5 (справа)). Возникающая при этом циркуляционная подъемная сила
(рис. 7.2.5 (справа)) может быть вычислена по формуле
L>0.5 ^(ao+0) p v2.6,	(7.2.20)
д0
где а0 - начальный угол атаки;
а0 + а - эффективный угол атаки при вертикальных колебаниях моста;
а0 + в - эффективный угол атаки при крутильных колебаниях моста.
дС	дС
Коэффициенты —- и —-- практически совпадают между собой, характеризу-
д0	дсх
ют наклон кривой коэффициента подъемной силы в зависимости от угла атаки. Для
нескольких типов поперечных сечений балок построенных мостов значения коэффи-
циента [3] приведены в табл. 7.2.4.
Таблица 7.2.4
Мост	Пролет, м	Поперечник балки				Коэфс	шциенты
						да	~э«Г
Золотые Ворота, США (ферма)	1281		27	ю		10.5	-0.13
Георга Вашингтона, США (балка)	1067	I	п- L	ЗГ8	J				6.2	-0.19
Такома, США (балка)	855	л 	11.7 I				5.5	-0.52
Бронкс-Уитсон, США (балка)	702	I	Da I. ггг J				5.0	0.5
Северн, Англия (обтекаемая коробка)	988	22.8 t	31.6				—т со	4.19	-
7. Динамические расчеты
БУ
Центр давления циркуляционных аэродинамических сил Lc и Lc находится в %
ширины балки b, что создает аэродинамический крутящий момент поперечного
сечения балки:
т0
М = 0.25 • (lc + L” ) Ь.	(7.2.21)
Критическая скорость изгибно-крутильного флаттера балки жесткости может
ЭС,
быть определена по формулам (7.2.23) - (7.2.25), куда входит коэффициент — -
од
отношение аэродинамического момента при кручении относительно крутящего
момента. Некоторые значения приведены в табл. 7.2.4. Для прямоугольных сечений
шириной b и высотой h, значение может быть определено по формуле
ЭС (h Y h
к =—— = -2л " -0.38-4-1.6.
дд J b
Для консолей выражение для критической скорости ветра при флаттере имеет
вид
(7.2.22)
у = * 2Glk
F 2-l-bVap-k,
(7.2.23)
___N-r2
4-/2 Glk
Для балки на двух опорах выражение для критической скорости ветра при
флаттере имеет вид
(7.2.24)
У = Д 2Glk (Е1Ш i2n2
F lbjapkm\GIk' I2
Для пролета висячего моста выражение для критической скорости ветра при
флаттере имеет вид
_ л Г2Glk (Ela i2n2 ^Н Ь2 N-r2
F ~ Гь М а • р к [GIk I2 + 2Glk	Glk
у	Г ГП \ К	К	л
В формулах (7.2.23) - (7.2.25) обозначены:
А
2т г2  S
а = 1 +-----v 5
р ктЬ*
(7.2.25)
. (ог	„	„	,
где S = Ь- — - параметр, зависящий от отношения крутильной частоты колебании а>Т
к изгибной б)6 (или a>iT и a>ib), определяемый на основании
экспериментальных данных с учетом демпфирования (при значениях
—г >1.5, может быть принят равным 0.4);
"л
1Х - момент инерции относительно оси X, м ;
I - момент инерции относительно оси У, м4;
А - площадь поперечного сечения балки, м2;
b - ширина балки, м;
I - длина балки, м;
т - погонная масса балки, т с2/м;
1к - жесткость при свободном кручении, м4;
1а - жесткость при стесненном кручении, м6;
р - плотность воздуха, р = 1.225-10-3 т/м3;
268
7. Динамические расчеты
N - сжатие в балке, т;
Н - распор в кабелях, т.
В соответствии с [3] качественным критерием флаттерной неустойчивости
служит неравенство
7.2.5.4.	СРЫВНОЙ ФЛАТТЕР
Один из видов аэроупругой неустойчивости балки жесткости висячих мостов -
срывной флаттер. Срывной флаттер отличается от изгибно-крутильного характеризу-
ется наличием только крутильных колебаний балки, частота которых близка к собст-
венной частоте крутильных колебаний балки. Колебания при срывном флаттере харак-
теризуются постоянной амплитудой, зависящей от скорости потока, в отличие от из-
гибно-крутильного, когда амплитуды могут неограниченно нарастать.
Критическая скорость срывного флаттера меньше критической скорости изгиб-
но-крутильного флаттера. Более подробная информация о срывном флаттере может
быть получена в [3].
7.2.5.S.	БАФФТИНГ
Баффтинг - слабоизученный вид аэроупругой неустойчивости. У элементов,
находящихся в следе других элементов, могут наблюдаться интенсивные колебания,
вызванные наложением аэродинамических сил различной природы. В [3] описано, что
в арочных мостах с ездой поверху, наблюдались колебания стоек, находящихся в следе
других.
7.2.5.6.	ПАРАМЕТРИЧЕСКИЕ КОЛЕБАНИЯ ВИСЯЧИХ МОСТОВ
Параметрические колебания висячих мостов происходят тогда, когда распор в
кабеле меняется во времени кратно колебаниям системы. При кратности вертикальных
и горизонтальных частот возможная их взаимосвязь при колебаниях. В результате
изгибных вертикальных колебаний периодически меняется расстояние от центра изги-
ба балки жесткости до точки закрепления кабелей на пилоне. При этом, между свобод-
ными вертикальными и горизонтальными колебаниями устанавливается параметриче-
ская связь, которая управляет перекачкой одного вида энергии колебаний в другой,
аналогично связным колебаниям пружинного маятника.
7.2.5.7.	ДИВЕРГЕНЦИЯ
Критическая скорость при дивергенции может быть определена по приближен-
ной формуле [4].
(7127)
p-bkm )
Все обозначения приведены выше.
7. Динамические расчеты
269
7.3.	ОПАСНОСТИ, СВЯЗАННЫЕ С КОЛЕБАНИЯМИ ГИБКИХ ЭЛЕМЕНТОВ
Колебания гибких элементов мостов от ветровых воздействий могут привести к
возникновению усталостных трещин. Для оценки выносливости таких элементов
следует определить размах напряжений при ветровых колебаниях и определить число
циклов. Наиболее сложно определить размах напряжений при колебаниях, так как для
этого требуется определить амплитуды колебаний, т.е. установить вид колебаний и
оценить расчетный ветер.
На первом этапе следует определить возможный характер колебаний. В [15]
приведены характерные поперечные сечения элементов и возможные опасности,
связанные с колебаниями (табл. 7.3.1).
Таблица 7.3.1
№ п/п	Поперечное сечение		Форма	Возможная опасность
1		Ub 1	<L	J		<7 b	При ~<3.5 - изгибное галопирование При — > 3 - крутильное галопирование b
2	—	)Jb I	<L	J		d . r I’ b	Как пункт 1
3		4»	— U t □ *> I			О I Si. |	„ d _ „	_ При — < 2 вихревое возбуждение b Изгибное и крутильное галопирование
4	^•Ql		<7 1}	Есть вихревое возбуждение Нет галопирования
5			b	Есть вихревое возбуждение Нет галопирования
6			b	Есть вихревое возбуждение Есть галопирование
7		*( ) 6 Вода		b	Есть вихревое возбуждение Есть галопирование
270
7. Динамические расчеты
Конструктивный элемент определен, как гибкий, если ->10 (рис. 7.3.1). Форма
Ь
поперечного сечения гибких элементов приведена в табл. 7.3.1
Рис.7.3.1. Параметры гибкого элемента
Следует обратить внимание на элементы, отнесенные к пунктам 6 и 7, где
рассмотрены круглые поперечные сечения, поверхность которых искажена льдом и
снегом или ручейками воды. При таких условиях становится возможным одно из наи-
более опасных видов колебаний, - галопирование, которое не может происходить с
элементами круглых гладких сечений. Как отмечено в [16], даже при круглой форме
поперечного сечения спиральные канаты, расположенные под углом к горизонту, мо-
гут быть склонны к галопированию (это замечание не относится к закрытым витым ка-
натам). Замечено, что если не предприняты специальные меры, то подвески висячих
мостов могут иметь амплитуды, составляющие до 2% их длины, что может привести к
их быстрому разрушению от усталости.
Гибкий элемент, подверженный колебаниям от ветра, должен быть рассмотрен с
точки зрения расположения зоны, в которой происходит наибольший размах напряже-
ний и где могут возникнуть усталостные трещины. В подвесных мостах это места ан-
керения канатов, в которых происходит перегиб проволок (сепараторы, места входа в
анкера, отклоняющие устройства и т.п.)
7.3.1.	ВЫЧИСЛЕНИЕ ЧИСЛА ЦИКЛОВ ПРИ ВЕТРОВЫХ КОЛЕБАНИЯХ
Количество циклов N, вызванных воздействием ветра, нормы [15] рекомендуют
определять по формуле
(7.3.1)
где Т - срок службы, годы;
п, - собственная частота колебаний при ветре, Гц;
е0 - коэффициент, учитывающий полосу резонансного ветра; приближенно может
быть принят равным 0.3.
7.3.2.	РАЗМАХ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ КОЛЕБАНИЯХ
Размах напряжений при ветровых колебаниях = amax _(7т» должен быть
определен при деформации элемента на величину амплитуды а в каждую сторону ОТ
7. Динамические расчеты
271
нейтрального положения. Для изгибно-жестких элементов, напряжения можно
определить как функцию от перемещений по известным формулам. В табл. 7.3.2 при-
ведены формулы для вычисления изгибающих моментов в расчетных сечениях с ис-
пользованием вычисленного значения амплитуды колебаний при ветре.
При колебаниях канатов вант, изгибная жесткость которых близка к нулю,
стрелка изменяется от среднего положения /0 до значений /0 + а, что соответствует
А<ттм > и Д° величины fa-a, что соответствует A<rmjn.
__________________________________________________Т аблица 7.3.2
№ п/п	Схема элемента				Изгибающий момент	Место определение напряжений
1		А ~~ 8 *	1	9			„ 4EI Мл = а /2	В корне консоли
2		А	в t	/	>			48-Я7 М» = а . "	5/2	В середине пролета
3		05791 А	в		„	185-Я7 А	8/2	У защемления
				L.				
4		(	1	>			„	384-El л	12	У защемления
Изменение осевых напряжений в канатном элементе, которые возникли от
упругого удлинения каната при изменении стрелки, можно найти по формуле
\f.p=EA-\L^,	(7.3.2)
АГ	А Т	И 3
где &Е„М - удлинение каната за счет изменения стрелки, = -^cosa.
Помимо этого, в местах перегибов изменяется угол перегиба канатов, что
вызывает изменение напряжений в проволоках наружных рядов. Для канатов из
параллельных круглых проволок эту величину можно оценить по формуле
A	Ed
(7.3.3)
где у/ - коэффициент, учитывающий пространственное расположение проволок;
Е - модуль упругости проволоки, те м2;
Я - радиус перегиба i -го слоя проволоки, м;
d - диаметр проволоки, м.
Итоговый размах напряжений Детwind может быть получен, как удвоенный раз-
мах напряжений afi, возникших от отклонения каната на максимальную амплитуду от
нейтрального положения:
2-аг,.	(7-3.4)
Если выполняется условие A<r^„rf < ^6cuu,ff, усталостным эффектом от ветра
можно пренебречь. Здесь А<тг(й# - предельный размах напряжений при заданном числе
циклов. Если рассматривается совместное действие размаха напряжений от ветра
272
7. Динамические расчеты
Аст^и размаха напряжений от транспорта A<TrreJ/ic для одного элемента, то следует
использовать указания для расчетов мостов [15]:
а)	для железнодорожных мостов рассматривается независимое действие ветра и
транспорта: А<тГга^. < Л<тд и А<т11то/< Д<т„;
б)	для автодорожных мостов следует рассматривать суммарное воздействие ветра и
транспорта: AaTraffc + Aomnd < AoD;
в)	для пешеходных мостов эффектом пешеходов можно пренебречь: А<ти.л</ < А<т0.
7.3.3.	ОЦЕНКА ВЫНОСЛИВОСТИ
В главе «Стальные конструкции» [17] в разделе «Выносливость» существует об-
щий подход к оценке выносливости элемента. В том случае, если деталь (элемент)
подвергается циклическим воздействиям различной интенсивности, допускается испо-
льзовать линейный закон накопления повреждений.
Пусть известно, что действующие на элемент нагрузки вызывают следующие
изменения напряжений А<т1,А<т2,...А<т, при соответствующем числе n(,n2Требует-
ся оценить выносливость детали (элемента моста), если известна ее категория, т.е. по-
рог относительной выносливости при заданном количестве циклов.
Используя выражение (7.3.5), при числе циклов менее 5 000 000, и выражение
(7.3.6), при числе циклов свыше 5 000 000, можно определить предельное количество
циклов Nj при заданном размахе Асг,:
N, = 5OOOOOof^-
\Д<Т,.
N, =5 000 000|^^
\А<У,
В формулах значение AcrD - это порог относительной выносливости детали
(элемента) при 5 000 000 циклов - табличное значение. Условие выносливости основа-
но на линейном законе накопления повреждений (Палгрена Минера) будет выглядеть
следующим образом:
п,	П,	п,
У, У2	У,.
В формуле (7.3.7) значения и,,и2,...«, - это число циклов действия заданных раз-
махов напряжений А<т1,А<т2,...А<т;.
«<5000000;
(7.3.5)
«>5000000.
(7.3.6)
(7.3.7)
7.4.	ПОДХОД К ГАШЕНИЮ КОЛЕБАНИЙ КАНАТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Колебания с большими амплитудами канатных элементов нельзя допускать ни
при каких условиях. Канатный элемент моста должен быть запроектирован таким об-
разом, чтобы полностью исключить колебания типа галопирования или автоколебаний
при вихревом возбуждении. При этом должен существовать индивидуальный подход
к решению такого рода задач.
7.4.1.	ГАШЕНИЕ ДОЖДЕВЫХ КОЛЕБАНИЙ ЗА СЧЕТ СОЗДАНИЯ
ОПРЕДЕЛЕННОЙ ПОВЕРХНОСТИ КАНАТА
При создании уникальных мостов в Японии было обращено внимание на
возможность возникновения у вант, состоящих из одного круглого каната, колебаний с
s -3-941
7. Динамические расчеты
273
большими амплитудами при ливнях. Этот вопрос был исследован при проектировании
моста Татара в Японии [19]. За счет гигантского пролета 890 м длинные ванты моста
имели собственную частоту 0.26 Гц, вес каната составлял 56 т. Для элементов с такой
низкой частотой становится возможным возникновение колебаний типа галопирования
при относительно низких скоростях ветра. Как было установлено при продувке 12-
метрового фрагмента каната диаметром 155 мм в аэродинамической трубе, дождевые
колебания с большими амплитудами наблюдались при двух скоростях ветра: в окрест-
ностях скорости 6 и 12 м/с при угле атаки 45°. При дальнейшем увеличении скорости
ветра колебания с большими амплитудами не наблюдались.
Для предотвращения колебаний, которые возникали при образовании ручейков,
текущих по канату, исследовались различные фактуры поверхности каната, которые
бы приводили к разрушению ручейков. Сложность задачи заключалась в том, что доля
вант в общей ветровой нагрузке на мост составляла около 30%. Коэффициент лобового
сопротивления для гладких канатов в рабочем диапазоне чисел Рейнольдса равен 0.7, и
увеличивать это значение было нельзя, иначе требовалась перепроектировка балки
жесткости и пилона. Созданные для аналогичной цели параллельные возвышения на
канатах моста Восточный Кобэ повысили коэффициент лобового сопротивления до ве-
личины 1.2, что было недопустимо для моста Татара. Поэтому рассматривались аль-
тернативные решения, и была найдена фактура поверхности покрытия каната, которая
представляла собой систему ямок диметром до 6 мм и глубиной до 1% диаметра ка-
ната. Такая поверхность позволила обеспечить низкий коэффициент лобового сопро-
тивления (0.7) и разрушала дождевые струи.
7.4.2.	ГАШЕНИЕ КОЛЕБАНИЙ ЗА СЧЕТ ПОСТАНОВКИ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ
СВЯЗЕЙ
Наиболее простым и надежным способом гашения колебаний вант является по-
становка дополнительных связей, изменяющих частоту канатов. При близком
расположении канатов, связи могут быть расставлены в разбежку между вантами для
объединения их между собой, перебивания длин и смешивания частот, например как
на Южном мосту в Киеве [20]. Но такой способ не всегда можно реализовать на
мостах, где расстояние между вантами велико, или есть только одна ванта.
7.4.3.	ГАШЕНИЕ КОЛЕБАНИЙ ЗА СЧЕТ ПОСТАНОВКИ ДЕМПФЕРА У БАЛКИ
В местах примыкания вант к балкам жесткости возможна постановка связей
между балкой жесткости и вантой. Такая связь должна поглощать энергию колебаний.
Для этих целей могут быть предложены гидравлические демпферы [12, 18]. В качестве
гидравлического демпфера может быть использован обычный автомобильный или мо-
тоциклетный амортизатор, включенный в состав связи.
274
7. Динамические расчеты
ЛИТЕРАТУРА
I.	СНиП 2.05.03-84 Мосты и трубы. - М.: Госстрой СССР, 1998.
2.	СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия. - М.: Госстрой СССР, 1987.
3.	Казакевич М.И. Аэродинамика мостов. - М: Транспорт, 1987. - 240 с.
4.	Казакевич М.И. Кулябко В.В. Введение в виброэкологию зданий и сооружений. - Днепро-
петровск, Приднепр. гос. академ, строит, и архит., 1996.
5.	Санитарные нормы допустимых вибраций в жилых зданиях. - М.: Минздрав, 1975. - 9с.
6.	Санитарные нормы вибрации рабочих мест. - М.: Минздрав, 1984. - 20с.
7.	Закора А.Л., Казакевич М.И. Гашение колебаний мостовых конструкций.-М.Тран-
спорт, 1983. - 134с.
8.	ГОСТ 12.1.012-78*. Система стандартов безопасности труда. Вибрация. Общие требования
безопасности. - М.: Изд-во стандартов, 1982. - 30с.
9.	РЕКОМЕНДАЦИИ по проектированию гасителей колебаний для защиты зданий и
сооружений, подверженных горизонтальным динамическим воздействиям от технологиче-
ского оборудования и ветра / ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. - М.: Стройиздат, 1978. - 72с.
10.	Стрелков К.С., Назаренко В.В. и др. Обеспечение аэроупругой устойчивости металличе-
ских балочных пролетных строений во время монтажа при воздействии ветра. Вестник
мостостроения. - №2, 1998.-С. 13-20.
11.	Стрелков К.С., Назаренко В.В. и др. Комплексное исследование аэроупругой устойчивости
вантового моста при монтаже и эксплуатации. - Вестник мостостроения. - №1-2, 2001. -
С. 61-67.
12.	Казакевич М.И., Закора А.Л. Стабилизация вант при действии ветра и подвижных
нагрузок. - Вестник мостостроения. - №2, 1998. - С. 21-25.
13.	Дмитриев Ф.Д., Крушение инженерных сооружений. Историческо-технические очерки/
М.: Гос. изд-во лит. по строит, и архит., 1953. - 188 с.
14.	ENV 1991-2-4 Wind actions.
15.	ENV 1991-2-4 Annex C: Ruies for excitation and other aeroelastic effects dynamic
charakteristics.
16.	ENV 1993-2 Annex A: High strenth cables.
17.	ENV 1993-2 Annex F: Fetique assessment of slender elements of bridges to wind-induced
vibration.
8.	J-P.FUZIER, J.Stubler Wind vibrations and damping system for stay cables / 1ABSE
SYMPOSIUM, Kobe, 1998. - 6p.
9.	T.HOJO, T.MIYATA, H.YAMADA, T.FUJIWARA, Wind-resistent Design of Cables for the
Tatara Bridge / IABSE SYMPOSIUM, Kobe, 1998. - 6p.
!(). A.c. 1812263 СССР, E 01 D 9/02. Вантовая система/ М.И.Казакевич, M.M.Корнеев и др.
Опубл. 30.04.93 Бюл. №16.
7. Динамические расчеты
275
7.	ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ.......................................................................244
7.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧАСТОТ КОЛЕБАНИЙ............................................................244
7.1.1.	Колебания конструкций..............................................................246
7.1.1.1.	Виды колебаний:..................................................................246
7.1.1.2.	Параметры колебаний..............................................................246
7.1.1.3.	Вычисление частот в стандартных случаях..........................................247
7.1.1.3.1.	Частоты балочных мостов........................................................247
7.1.1.3.2.	Частоты балки под подвижной нагрузкой..........................................248
7.1.1.3.3.	Частоты растянутых гибких элементов............................................248
7.1.1.3.4.	Частоты канатных элементов.....................................................249
7.1.1.3.5.	Частоты висячих мостов.........................................................250
7.1.1.3.6.	Частоты вантовых мостов........................................................252
7.2.	АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ МОСТА..........................................................252
7.2.1.	Крушение мостов от ветра...........................................................252
7.2.2.	Основные обозначения...............................................................254
7.2.3.	Характеристики ветрового потока....................................................255
7.2.3.1.	Статическое воздействие ветрового потока.........................................256
7.2.3.2.	Пульсация ветрового потока.......................................................257
7.2.4.	Аэродинамические коэффициенты......................................................258
7.2.4.1.	Коэффициент лобового сопротивления...............................................258
7.2	4.2. Коэффициент подъемной силы.....................................................259
7.2.4.3.	Продольный ветер для мостов......................................................260
7.2.5.	Аэроупругие явления................................................................260
7.2.5.1.	Вихревое возбуждение.............................................................261
7.2.5.1.1.	Определения....................................................................261
7.2.5.1.2.	Скорость ветра при вихревом возбуждении........................................263
7.2.5.1.3.	Амплитуды при вихревом возбуждении.............................................263
7.2.5.2.	Галопирование....................................................................264
7.2.5.2.1.	Определения....................................................................264
7.2.5.2.2.	Скорость ветра при галопировании...............................................264
7.2.5.2.3.	Амплитуда при галопировании....................................................265
7.2.5.3.	Изгибно-крутильный флаттер.......................................................266
7.2.5.3.1.	Определения....................................................................266
7.2.5.3.2.	Критическая скорость при флаттере..............................................266
7.2.5.4.	Срывной флаттер..................................................................269
22.5.5	Баффтинг..........................................................................269
7.2.5.6.	Параметрические колебания висячих мостов.........................................269
7.2.5.7.	Дивергенция......................................................................269
7.3	ОПАСНОСТИ. СВЯЗАННЫЕ С КОЛЕБАНИЯМИ ГИБКИХ ЭЛЕМЕНТОВ.....................................270
7.3.1.	Вычисление числа циклов при ветровых колебаниях.....................................271
7.3.2.	Размах напряжений при колебаниях....................................................271
7.3.3.	Оценка выносливости.................................................................273
7.4	ПОДХОД К ГАШЕНИЮ КОЛЕБАНИЙ КАНАТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ...........................................273
7.4.1.	Гашение дождевых колебаний за счет создания определенной поверхности каната........273
7.4.2.	Гошение колебаний за счет постановки дополнительных связей.........................274
7.4.3.	Гошение колебаний за счет постановки демпфера у балки..............................274
ЛИТЕРАТУРА...................................................................................275
276
7. Динамические расчеты
8. СОЕДИНЕНИЯ
Стальные детали и элементы объединяются между собой при помощи разъем-
ных и неразъемных соединений. К последним относится наиболее распространенный
вид соединений - СВАРКА. В данной главе, кроме сварных, будут рассмотрены иные
виды соединений, которые применяются в мостах.
8.1 ПОДГОТОВКА ДЕТАЛЕЙ ПЕРЕД СБОРКОЙ
8.1.1 ЛИТЕРАТУРА
ГОСТ 2789-73.	Шероховатость поверхности. Параметры, характеристики и обоз- начения.
ГОСТ 14792-80.	Детали и заготовки, вырезаемые кислородной и плазменно-дуго- вой резкой. Точность, качество поверхности реза.
ВСН 191-79.	Инструкция по машинной кислородной резке проката из углеро- дистых и низколегированных сталей при заготовке деталей мосто- вых конструкций.
ГОСТ 9.402-80.	Покрытия лакокрасочные. Подготовка металлических поверхнос- тей перед окрашиванием.
СНиП 2.05.03-84. СНиП 11-23-81*. СНиП Ш-18-75.	Мосты и Трубы. Нормы проектирования. Стальные конструкции. Нормы проектирования. Металлические конструкции. Правила производства и приемки работ при изготовлении и монтаже металлоконструкций. Разделы 1 и 9
СНиП 3.03.01-87.	1 И 7. Несущие и ограждающие конструкции. Правила производства и приемки работ.
СНиП 3.06.04-91.	Мосты и трубы. Правила производства и приемки работ.
8.1.2 КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТИ ПРОКАТА
Стальной прокат и заготовки поступают на заводы металлоконструкций со
следами окалины и коррозии. Кроме того, поверхность металла может быть загрязнена
маслами. ГОСТ 9.402 устанавливает следующие степени зажиренности и окисленнос-
ти поверхности металла-табл. 8.1.1 и 8.1.2, атакже классификацию степеней очистки
проката - табл. 8.1.3.
8. Соединения
Таблица 8.1.1
Степень зажиренности	Характеристика зажиренности поверхности
Первая	Наличие тонких слоев минеральных масел, смазочных, смазоч- но-охлаждающих эмульсий, смешанных с металлической струж- кой и пылью
Вторая	Наличие толстых слоев консервирующих смазок, масел и труд- ноудаляемых загрязнений, графитовых смазок, нагаров шлифо- вальных и полировальных паст
Таблица 8.1.2
Степень окисленности	Характеристика окисленности поверхности
А	Поверхность покрыта плотно сцепленной с металлом не осыпаю- щейся ржавчиной. На литье имеется литейная корка. Пригар от- сутствует.
Б	Поверхность покрыта осыпающейся ржавчиной, после очистки от ржавчины обнаруживается изъязвление основного металла. На литье имеется пригар и легко отделяющаяся формовочная смесь.
В	Поверхность покрыта прокатной окалиной или литейной коркой, ржавчина занимает от 50 до 70% поверхности.
Г	Поверхность покрыта прокатной окалиной или литейной коркой, ржавчина занимает до 30% поверхности.
Таблица 8.1.3
Степень очистки	Характеристика очищенной поверхности
1	При осмотре с 6х увеличением окалина и ржавчина не обнаруживаются
2	При осмотре невооруженным глазом не обнаруживаются окалина, ржав- чина, пригар, остатки формовочной смеси и другие неметаллические слои
3	Не более, чем на 5% поверхности имеются пятна и полосы плотно сцеп- ленной окалины, литейная корка, видимые невооруженным глазом; при перемещении по поверхности прозрачного квадрата размером 25*25 мм на каком-либо участке окалиной занято не более 10% поверхности.
4	С поверхности удалены ржавчина и отслаивающая окалина; до 20% по- вер-юхности покрыто прочно сцепленной окалиной. При перемещении по поверхности квадрата размером 25*25 мм на каком-либо одном участке поверхности плотно сцепленной окалиной занято до 30% поверхности.
Поверхность проката не должна иметь видимых дефектов, царапин глубиной бо-
лее 0.3 мм, каверн, отслоений и т.п. Обычно первичная обработка проката заключается
в дробеметной или дробеструйной обработке поверхности. После очистки поверхности
прокат должен быть покрыт специальным консервирующим грунтом, который по-
зволяет выполнять последующую резку и сварку.
278
8. Соединения
Мостовые конструкции должны иметь 1-ю или 2-ю степень очистки перед
нанесением лакокрасочного покрытия.
8.1.3. РЕЗКА И ОБРАБОТКА КРОМОК
Кромки деталей соединений должны иметь шероховатость, указанную в проек-
те. В случае отсутствия соответствующих указаний в проекте, следует руководствова-
ться следующими указаниями.
ГОСТ 14792-80 «Детали и заготовки, вырезаемые кислородной и плазменно-ду-
говой резкой. Точность, качество поверхности реза» распространяется на детали и
заготовки, вырезаемые механизированной кислородной резкой и механизированной
плазменно-дуговой резкой из листовой стали толщиной 5-100 мм.
Стандарт устанавливает классы по следующим параметрам.
1.	Точности и предельные отклонения размеров деталей и заготовок (табл. 8.1.4).
2.	Предельные отклонения кромок от перпендикулярности (рис. 8.1.1), (табл. 8.1.5).
3.	Предельные шероховатости кромок (табл. 8.1.6)
Рис. 8.1.1. Отклонение кромки от перпендикулярности
Таблица 8.1.4
Клас- сы	Способ резки	Толщи- на листа, мм	Предельные отклонения при номинальных размерах детали, мм			
			до 500	500-1499	1500-2499	2500-5000
I	Кислородная и плаз- менно-дуговая	5-30	±1.0	±1.5	±2.0	±2.5
		31-60	±1.0	±1.5	±2.0	±2.5
	Кислородная	61-100	±1.5	±2.0	±2.5	±3.0
2	Кислородная и плаз- менно-дуговая	5-30	±2.0	±2.5	±3.0	±3.5
		31-60	±2.5	±3.0	±3.5	±4.0
	Кислородная	61-100	±3.0	±3.5	±4.0	±4.5
3	Кислородная и плаз- менно-дуговая	5-30	±3.5	±3.5	±4.0	±4.5
		31-60	±4.0	±4.0	±4.5	±5.0
	Кислородная	61-100	±4.5	±4.5	±5.0	±5.5
Таблица 8.1.5
Классы	Способ резки	Нормы отклонения реза от перпендикулярности А при толщине проката, мм			
		5-12	13-30	31-60	61-100
1	Кислородная	0.2	0.3	0.4	0.5
	Плазменно-дуговая	0.4	0.5	0.7	—
2	Кислородная	0.5	0.7	1.0	1.5
	Плазменно-дуговая	1.0	1.2	1.6	—
3	Кислородная	1.0	1.5	2.0	2.5
	Плазменно-дуговая	2.3	3.0	4.0	—
• Радиус оплавления верхней кромки не должен превышать 2 мм.
8. Соединения
279
Таблица 8.1.6
Классы	Способ резки	Нормы шероховатости реза при толщине проката, мм			
		5-12	13-30	31-60	61-100
1	Кислородная	0.050	0.060	0.070	0.085
	Плазменно-дуговая	0.050	0.060	0.070	-
2	Кислородная	0.080	0.160	0.250	0.500
	Плазменно-дуговая	0.100	0.200	0.320	-
3	Кислородная	0.160	0.250	0.500	1.000
	Плазменно-дуговая	0.200	0.350	0.630	-
• Шероховатость реза определяется измерением высоты неровностей профиля Rz по
10 точкам на базовой длине 8 мм.
Основные требования к качеству кромок деталей мостов из сталей класса от
С235 до С390, эксплуатируемых в районах с температурами до минус 65°С, приведены
в табл. 8.1.7. Таблица составлена на основании таблицы 40 СНиП 1П-18-75 и дополне-
на современными требованиями.
Таблица 8.1.7
Категория	Тип кромок, входящих в данную категорию	Требования к качеству кромок деталей				
		всех конструк- ций после руч- ной кислородной и дуговой (воз- душной и кисло- родной) резки	конструкции из сталей классов С235 и С345, эксплуатируемой при температуре до минус 40°С включи- тельно		конструкции эксплуатируемые при температуре от минус 40°С до минус 65°С включительно, а также из сталей класса С390	
			после резки на ножницах	после машин- ной кислород- ной резки	после резки на ножницах	после машинной кислородной резки
	1. Продольные кромки, а также скосы концевых резов у деталей, работающих на растяжение при эксплуатации	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверх- ности не грубее 2 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверх- ности не грубее 1 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)
1—1	2.	Все кромки фасонок 3.	Все кромки стыковых накла- док 4.	Все кромки соединительных планок	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Механическая обработке в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 2 класса поГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 2 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)
1—1	5. Кромки дета- лей, работающих на сжатие	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 3 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)	Механическая обработка в соответствии с Примечанием 1	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 2 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)
	6. Кромки дета- лей нерасчетных элементов 7. Торцевые кромки всех де- талей, за исклю- чением перечис- ленных в пп.2-4		Не должны иметь неровнос- тей, заусенцев и завалов, превы- шающих 0.3 м, и трещин	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 3 класса по ГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)	Не должны иметь неровнос- тей, заусенцев и завалов, превы- шающих 0.3 м, и трещин	Должны иметь чистоту поверхности не грубее 3 класса поГОСТ 14792 (табл. 8.1.6)
Примечания к таблице 8.1.7
1.	Кромки деталей из низколегированной стали классов до С390 включительно и термически
улучшенной углеродистой стали, не подлежащие сварке или не полностью проплавляемые
при сварке, после ручной кислородной резки и кромки деталей всех классов после
воздушно-дуговой резки подлежат механической обработке (строжке, фрезерованию,
280
8. Соединения
обработке абразивным инструментом). Механическая обработка производится на глубину,
обеспечивающую удаление дефектов поверхности, при этом после воздушно-дуговой
ки не менее 2 мм. Поверхности кромок не должны иметь надрывов и трещин. При обра*
ботке абразивным инструментом кромок следы рисок должны быть направлены вдоль кро-
мок.
2.	Кромки деталей из углеродистой стали класса С235 после ручной кислородной резки
должны быть очищены и не иметь неровностей, превышающих 1 мм, а для конструкций,
эксплуатируемых в районах с расчетной температурой ниже минус 40°С и до минус 65°С
включительно, - 0.5 мм.
3.	Шероховатость поверхности приторцовываемых кромок деталей, независимо от способов
обработки, должна быть не ниже 1 класса чистоты поверхности по ГОСТ 2789-73, при
этом неплоскостность поверхности не должна превышать 0.3 мм.
4.	Шероховатость поверхности после строжки, фрезерования и сверления отверстий должна
быть не грубее 3 класса чистоты поверхности по ГОСТ 2789-73, или Rz = 80^40 мкм.
5.	Углы свободных кромок деталей должны быть притуплены радиусом 1-1.5 мм для
возможности их окрашивания. Острые кромки не допускаются!
Кромки деталей, не подлежащие сварке или не полностью проплавляемые при
сварке, после машинной кислородной и плазменно-дуговой резки должны соответство-
вать 2 классу по ГОСТ 14792 по шероховатости и во всех случаях не иметь неровнос-
тей, превышающих 0.3 мм. Величина неперпендикулярности сопрягаемых кромок
должна быть не ниже 3 класса по ГОСТ 14792, но не более 2 мм.
Кромки деталей, работающих на растяжение, из низколегированной стали
классов до С440 включительно, а также кромки всех расчетных деталей, воспринима-
ющих динамические и вибрационные нагрузки, либо эксплуатируемые в районах с
расчетной температурой ниже минус 40°С и до минус 65°С включительно, не
отвечающие по шероховатости поверхности реза вышеуказанным требованиям, подле-
жат механической обработке (строжке и фрезерованию не ниже 3 класса по ГОСТ
2789-73 с высотой неровностей 7?г = 80^10 мкм). Допускается отдельные места с
высотой неровностей более 0.3 мм исправлять плавной зачисткой.
Резка на ножницах при отрицательной температуре воздуха не допускается.
Кислородная резка стали класса от С345 включительно должна осуществляться с
подогревом стали в зоне реза до 100°С.
8.1.4. ОБРАЗОВАНИЯ ОТВЕРСТИЙ
Продавливание отверстий в основных элементах мостовых конструкций допус-
кается для толщин до 10 мм с последующей механической обработкой кромок (рас-
сверловкой) на глубину не менее 2 мм. Во всех остальных случаях образовывать отвер-
стия следует сверлением. Заусенцы на краях отверстий должны быть удалены без сня-
тия фасок.
При продавливании отверстий металл вокруг отверстия меняет свою кристалли-
ческую структуру и делается хрупким вследствие наклепа. По окружности дыр появ-
ляются волосяные трещины. При изгибе образца с продавленными отверстиями тре-
щины появляются уже в начале изгиба и направлены от отверстий в разные стороны.
Интересный эксперимент описан в книге Е.О. Патона «Стальные мосты», в котором
показано, что при статических загружениях прочность конструкции с пробитыми
отверстиями оказалась существенно ниже, чем с просверленными °. Еще более серьез-
ные опасения вызывает работа конструкций с пробитыми отверстиями на вы-
носливость.
8. Соединения
211
IJ В Австрии в 1889 г. был поставлен эксперимент по сопоставлению влияния пробитых и про-
сверленных отверстий на несущую способность конструкций. Для этого были изготовлены 4
одинаковые фермы с пролетом 10 м и высотой 1.2 м из мартеновской литой стали с узлами на
заклепках. У двух ферм отверстия были пробиты, а у двух других просверлены. Фермы были
испытаны постоянно возрастающей нагрузкой до разрушения. Разрушение ферм с пробитыми
отверстиями наступило при напряжениях в ферме 2800 кг/см2, в то время как фермы с
просверленными отверстиями выдержали 3300 кг/см2. Разность составила 18%.
8.1.5. ПРАВКА И ГИБКА
Холодная гибка элементов из горячекатаного проката должна выполняться
способами, исключающими образование вмятин, забоин и других повреждений. Ради-
ус кривизны деталей в расчетных элементах при правке и гибке в холодном состоянии
на вальцах и прессах не должны быть менее, а стрела прогиба более величин, приве-
денных в табл. 8.1.8.
Таблица 8.1.8
Прокат	Эскиз				Относи тельно оси	Радиус кривизны р и стрела прогиба f			
						при гибке		при правке	
						Р	f	р	f
Полоса					х-х у-у	258	I2 2008	508	I2 4008 I2 8006
	~W//t¥/////			Л					
	L	У t ь 1							
									
Уголок	4	и / ; । ' j			X 	 Ь.	J			х-х у-у	4561 4562	/2 3606! I2 36062	906, 9062	I2 720bt I2 72062
Швеллер	с		г Jx		х-х у-у	256 456	I2 2006 I2 3606	506 906	I2 4006 I2 7206
Двутавр	с		X 1 X СО		х-х у-у	256 256	/2 2006 I2 2006	506 506	I2 4006 I2 4006
Труба					-	30J	-	60J	-
1. I -длина погнутой части
2. Минимальный радиус кривизны при гибке листовых деталей, воспринимающих статическую нагрузку,
может быть принят равным 12.5 8. Формулы для определения стрелы выгиба /действительны при длине
хорды, не превышающей 1.5 8.
282
8. Соединения
Гибку деталей мостовых конструкций, эксплуатируемых в районах с расчетной
температурой ниже минус 40°С и до минус 65°С включительно, следует выполнять
только в горячем состоянии; холодная гибка допускается лишь для плоских деталей.
Таблица 8.1.9
№ п/п	Цвета свечения металла	Температура нагрева, °C
1	Темно-коричневый	550
2	Коричнево-красный	630
3	Темно-красный	680
4	Темно-вишневый	740
5	Вишневый	770
6	Ярко или светло-вишневый	800
7	Ярко или светло красный	850
8	Ярко-красный	950
9	Желтый	1000
10	Ярко- или светло-желтый	1100
11	Желто-белый	1200
12	Белый	1300
Для всех случаев при радиусах кривизны меньших, чем указано в табл. 8.1.8,
следует применять термическую и термомеханическую правку и гибку. Правку и гиб-
ку имеют право выполнять специально аттестованные рабочие газоправщики. Газо-
правщик должен визуально определять температуру нагрева стали и контролировать ее
значения при помощи контактных термометров. Зависимость цветов свечения металла
от температуры нагрева приведены в табл. 8.1.9.
Температуру нагрева при правке и гибке стали следует принимать номинально
равной 700°С. Запрещается во избежание разупрочнения нагревать термообработанные
(нормализованные и термически улучшенные) стали свыше 700°С, а горячекатаные
свыше 900°С. Запрещается охлаждать нагретый металл водой.
Термо механическую правку с приложением статических усилий при температу-
рах нагрева 650-700°С. Остывание металла ниже 600°С при механической правке не
допускается. Не допускается динамическое воздействие (удары кувалды, и т.п.). Не
следует производить нагрев одного места более двух раз.
При холодной гибке элементов на кромкогибочных прессах внутренние радиусы
закруглений должны быть не менее 1.2/ - для конструкций, работающих на статичес-
кую нагрузку, и 2.51 - для конструкций, воспринимающих динамическую нагрузку из
углеродистых сталей. Для низколегированных сталей: 2.0/ - для конструкций, рабо-
тающих на статическую нагрузку и 4/ - для конструкций, воспринимающих динами-
ческую нагрузку, где t - толщина листа.
8.2. СОЕДИНЕНИЯ НА СВАРКЕ
Электросварка, как способ соединения элементов конструкций, появилась в
1917 г. До этого для соединения элементов мостовых конструкций применялись толь-
ко заклепочные соединения. Особое развитие сварка получила в середине прошлого
•ска. К этому времени был накоплен достаточный практический опыт применения
сварки, и появилось автоматическое сварочное оборудование.
В современных мостовых конструкциях объем сварочных работ весьма значите-
лен, даже в том случае, если на монтаже сварка сочетается с соединениями на
8. Соединения	283
высокопрочных болтах. Объем наплавленного металла при изготовлении конструкций
на заводе, при укрупнении и монтаже пролетных строений на строительной площадке
составляет примерно 10-15 кг, а в некоторых случаях до 20 кг на тонну металлоконст-
рукций. Например, для балочных коробчатых пролетных строений со сплошными
стенками и с ортотропными плитами объем наплавленного металла составлял: при
изготовлении на заводе - 6-8 кг/т, а при укрупнении и монтаже на строительной
площадке - 4-6 кг/т. ”
*’ Данные взяты по трем стальным мостам «Чубук», «Байиндир» и «Караташ» с пролетами
более 100 м на окружной дороге вокруг Анкары в Турции.
8.2.1.	ЛИТЕРАТУРА
При проектировании сварных соединений стальных пролетных строений мостов
следует руководствоваться следующими нормативными документами.
1.	ГОСТ 2246-70*. Проволока стальная сварочная.
2.	ГОСТ 9467-75*. Электроды покрытые металлические для ручной дуговой сварки
сталей и наплавки.
3.	ГОСТ 9087-69. Флюсы сварочные.
4.	ГОСТ 8713-79*. Сварка под флюсом.
5.	ГОСТ 5264-80. Ручная дуговая сварка.
6.	ГОСТ 11534-75*. Ручная дуговая сварка. Соединения сварные под острыми и тупы-
ми углами.
7.	ГОСТ 14771 -76. Дуговая сварка в защитном газе. Сварные соединения.
8.	ГОСТ 6996-66**. Сварные соединения. Методы определения механических
свойств.
9.	ГОСТ 3242-79. Соединения сварные. Методы контроля качества.
10.	ГОСТ 14782-86. Контроль неразрушающий. Соединения сварные. Методы ультра-
звуковые.
11.	ГОСТ 22974.0... 13-85. Флюсы сварочные плавленые. Методы анализа.
12.	ГОСТ 4463-76. Натрий фтористый. Технические условия.
13.ОСТ 32100-87. Ультразвуковой контроль швов сварных соединений мостов, локо-
мотивов и вагонов
14.	СТП 005-97. Технология монтажной сварки стальных конструкций мостов, Корпо-
рация «Трансстрой». - М., 1997.
15.	ВСН 188-78. Инструкция по механической обработке сварных соединений в сталь-
ных конструкциях мостов.
16.	ВСН 169-80. ИНСТРУКЦИЯ по механизированной и ручной сварке при заводском
изготовлении стальных конструкций мостов. - М., 1981.
17.	Методические Указания по проведению ультразвукового контроля качества свар-
ных соединений элементов металлоконструкций и арматуры ЖБК с учетом специ-
фики транспортного строительства. ЦНИИС, НИИ мостов МПС, НИИЖБ. -М.,
1990.
18.	СНиП 2.05.03-84*. Мосты и Трубы. Нормы проектирования.
19.	СНиП П-23-81*. Стальные конструкции. Нормы проектирования.
20.	СНиП Ш-18-75. Металлические конструкции. Правила производства и приемки ра-
бот при изготовлении и монтаже металлоконструкций. Разделы 1 и 9.
21.	СНиП 3.03.01-87. Несущие и ограждающие конструкции. Правила производства и
приемки работ.
284
8. Соединения
22.	СНиП 3.06.04-91. Мосты и трубы. Правила производства и приемки работ. Допол-
нительные нормативные документы
23	Eurocode 3 Design of steel structures - Part 1: General Rules and Rules for Buildings
April 1990.
24	Eurocode 3 Design of steel structures - Part 2: Steel Bridges.
25	ANSI / AWS DI. 1-94 An American National Standard. Structural Welding Code. Steel.
American Welding Society.
26	BS 5400: Part 3: 1982. Steel, Concrete and composite bridges Part 3. Code of practice
for design of steel bridges.
27	AASHTO'96. Sixteenth Edition. Section 10, Structural Steel, PartB.
8.2.2.	ТИПЫ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Сварные соединения в зависимости от формы их образования принято разде-
лять на 4 типа: 1-стыковые; 2-угловые; 3-тавровые; 4-нахлесточные. Стыковые соеди-
нения образуются двумя видами сварных швов: стыковой шов (butt weld) для соедине-
ния 1 и угловой шов (fillet weld) для соединений 2-4.
Система обозначений сварных соединений и геометрические параметры швов
приведены в следующих ГОСТах:
1.	ГОСТ 8713-79*. Сварка под флюсом. Сварные соединения.
2.	ГОСТ 5264-80. Ручная дуговая сварка. Сварные соединения.
3.	ГОСТ 11534-75*. Ручная дуговая сварка. Соединения сварные под острыми и тупы-
ми углами.
4.	ГОСТ 14771-76. Дуговая сварка в защитном газе. Сварные соединения.
Сварочные материалы для сварки мостовых конструкций из углеродистой и
низколегированной стали следует принимать в соответствии с ВСН 169-80.
8.	2.2.1. СТЫКОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Основные типы стыковых соединений одинаковых и разных толщин показаны на
рис.8.2.1.
С 2	С4	С5	С8	С9	СЮ
Рис.8.2.1. Основные типы стыковых соединений
На рис. 8.2.1 приведены: 1) односторонние стыковые швы без разделки кромок
(без подкладок; с удаляемой подкладкой; с остающейся подкладкой); 2) односторон-
ние стыковые швы с разделкой одной кромки (без подкладок; с удаляемой подкладкой,
с остающейся подкладкой); 3) односторонние стыковые швы с разделкой двух кромок
(без подкладок; с удаляемой подкладкой; с остающейся подкладкой); 4) двусторонние
стыковые швы (с параллельными кромками; с разделкой одной кромки; с разделкой
двух кромок).
8. Соединения
8.	2.2.2. УГЛОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Угловые соединения напоминают букву «Г» и образуются при помощи сварки
под прямым или, близкими к прямому, углами. К основным типам угловых соедине-
ний можно отнести следующие (рис. 8.2.3)
Рис. 8.2.2. Угловые соединения, образующие прямой угол
Если сварка выполняется не под прямым углом по ГОСТ 11534-75* «Ручная
дуговая сварка. Соединения сварные под острыми и тупыми углами», то основные
виды угловых соединений классифицируются следующим образом
8.2.2.3. ТАВРОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Тавровые соединения - это те, которые образуют тавр. К основным типам мож-
но отнести следующие (рис. 8.2.4).
Рис. 8.2.4. Основные типы тавровых соединений
Характерные элементы поперечного сечения углового шва тавровых соединений
изображены на рис. 8.2.5.
Рис. 8.2.5. Элементы углового шва (1) и его расчетные
сечения (2)
286
8. Соединения
Если сварка выполняется не под прямым углом - по ГОСТ 11534-75* «Ручмя
дуговая сварка. Соединения сварные под острыми и тупыми углами», то основные ви-
ды тавровых соединений классифицируются так (рис. 8.2.6).
Рис.8.2.6. Тавровые соединения по ГОСТ 11534-75
8.	2.2.4. НАХЛЕСТОЧНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Нахлесточные соединения образуются при объединении двух листов с перехлес-
том. Размеры катета шва при этом равны толщинам элемента. На рис. 8.2.7' показаны
основные типы нахлесточных соединений.
Н1	Н2
Рис.8.2.7'. Нахлесточные соединения
8.2.3.	СПОСОБЫ СВАРКИ МОСТОВЫХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ
Различают сварку в горизонтальном, вертикальном положении и в потолок. В
настоящее время разработаны автоматические сварочные устройства, способные вы-
полнять сварку во всех положениях.
8.2.3.1.	РУЧНАЯ ДУГОВАЯ СВАРКА
Выполняется она металлическими, покрытыми защитной обмазкой электрода-
ми. Ручную сварку желательно применять на монтаже только там, где автоматическая
сварка не может быть применена, либо она не рациональна.
На монтаже мостовых металлоконструкций ручная дуговая сварка обычно при-
меняется для следующих соединений.
1.	Постановка прихваток (угловые и неполные стыковые швы длиной 40-50 мм).
2.	Заварка корня шва для последующей многопроходной автоматической сварки шва
(стыковой шов в нижнем положении).
3.	Заварка роспусков в местах сварных и болтовых стыков продольных ребер и
поперечных балок (угловые швы в горизонтальном и потолочном положении).
4.	Сварка продольных полосовых ребер верхних и нижних плит (стыковые швы с К-
образной разделкой кромок (шов С15) в вертикальном нижнем и верхнем положении.
5.	Сварка продольных полосовых ребер на стенках главных балок (шов С8 а нижнем
положении).
6.	Сварка замкнутых продольных ребер ортотропных плит проезда (стыковые швы на
остающейся подкладке в вертикальном и потолочном положениях).
7.	Сварка поясов балок (стыковые многопроходные швы в горизонтальном положе-
нии- шов С17 или С18).
Ж
8. Соединения
8.	Сварка стенок главных балок на длине 150 мм от нижнего пояса (стыковые швы с
К-образной разделкой кромок (шов С15) в вертикальном нижнем положении).
9.	Укрупнение и приварка элементов деформационных швов (угловые и стыковые
швы в разных положениях).
10.	Приварка элементов проезжей части (столбиков перил и барьерного ограждения) к
листу настила ортотропных плит и сварка водоотводных устройств.
8.2.3.2.	ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКАЯ СВАРКА
Выполняется сварочной проволокой, которая в автоматическом режиме подает-
ся в шов по мере плавки. Сварка выполняется под защитой флюса или газовой смеси.
Под защитой газовой смеси сварка может быть выполнена в любом положении.
Полуавтоматическая сварка на монтаже применяется редко по следующим при-
чинам: 1) сварка под слоем флюса весьма сложна и может быть выполнена только в
нижнем положении. При сварке не видно горение дуги, поэтому от сварщика требует-
ся большой навык; 2) сварка в среде защитных газов может быть выполнена только
при отсутствии ветра, который сдувает газовую защиту дуги, что крайне редко можно
обеспечить на монтаже.
8.2.3.3.	АВТОМАТИЧЕСКАЯ СВАРКА
8.2.3.3.1.	АВТОМАТИЧЕСКАЯ СВАРКА В НИЖНЕМ ПОЛОЖЕНИИ ПОД СЛОЕМ ФЛЮСА
Автоматическая сварка, выполняемая в нижнем положении под слоем флюса,
является основным способом сварки элементов мостовых конструкций на заводах и на
монтаже на строительных площадках. Выполняется сварочными агрегатами, которые
перемещаются по направляющим вдоль шва, синхронно с подачей сварочной прово-
локи.
При автоматической сварке угловых швов катет более 7-	411
8 мм сложно выполним, так как металл шва начинает оплывать
под действием силы тяжести. Поэтому для сварки поясных
угловых швов, имеющих катет 10-12 мм, балку разворачивают	/—7
под углом 45° для того, чтобы металл шва не стекал - сварка
«в лодочку» (рис.8.2.7).
На заводах значительный объем сварки ложится на
стыкование листов после их раскроя. Стыковые швы выполня-	ис' ’
ются под слоем флюса в нижнем положении. Для приварки продольных ребер орто-
тропных плит к листу настила используют многодуговые сварочные агрегаты, которые
одновременно выполняют сварку десятков угловых швов.
Сварка с металлохимической присадкой
С ручной подваокой котя шва
Рис. 8.2.8. Сварка листа настила ортотропных плит на площадке
мхп
288
8. Соединения
На монтаже металлоконструкций сварочные агрегаты применяются в основном
для сварки стыковых швов. Сварку листа настила ортотропных плит пролетных
строений мостов на укрупнении и монтаже в горизонтальном положении выполняют с
использованием следующих типов швов, показанных на рис. 8.2.8. Скорость сварки
зависит от способов и режимов и составляет 14-18 м/ч.
8.2.3.3.2.	АВТОМАТИЧЕСКАЯ СВАРКА В ПОТОЛОЧНОМ ПОЛОЖЕНИИ
Автоматическая сварка в потолочном положении разработана для облегчения
производства сварочных работ в наиболее неудобном для сварщика положении. Кроме
того, автоматическое сварочное оборудование позволяет практически исключить де-
фекты при сварке. В настоящее время существует сварочное оборудование, способное
выполнять сварку в потолочном положении и на вертикальной плоскости в таких мес-
тах, где человек не сможет ее выполнить, либо выполнить качественно.
На Южном мосту в Киеве
приварку верхнего листа коробчато-
го продольного ребра ортотропной
плиты метропроезда следовало вы-
полнять на монтаже только после
подрезки продольных ребер по фак-
тическому профилю пролетного
строения. Сварка должна была вес-
тись в замкнутом пространстве под
свесом полки 100 мм (рис. 8.2.9).
Выполнить эти потолочные сварные швы с катетом 16 мм, протяженностью около 4 км
вручную было маловероятно. Для этой цели в ИЭС имени Е.О. Патона было разрабо-
тано оборудование, позволяющее выполнять автоматическую сварку швов в потолоч-
ном положении в среде защитных газов в столь стесненном пространстве, накладывая
за один проход автомата полный катет. Формирование шва проходило при поперечных
колебательных движениях проволоки с прерыванием дуги.
8.2.3.4.	СВАРКА СТЫКОВОГО ВЕРТИКАЛЬНОГО ШВА
Модифицированную сварку с принудительным
формированием стыкового шва в вертикальном поло-
жении или с наклоном до 45° выполняют без скоса
кромок для толщины до 20 мм. При толщине более 20
до 28 мм выполняют V-образную разделку, при тол-
щине более 28 мм Х-образную разделку с углом рас-
крытия 40±5° без притупления кромок, номинальный
зазор в стыке при сварке без разделки кромок состав-
ляет 12-13 внизу и 14-15 вверху, номинальные зазоры
для кромок с V и Х-образными разделками 7 мм.
При наличии нижнего пояса в зоне стыка свар-
ка может выполняться только с высоты не менее
150 мм от нижнего пояса, для возможности монтажа
Порош)!
Ванна с расплавом;
сверх) ^шлаковый ОПоЪ
Медны й формируюивиО
охлажс аемый ползун
Мундштук
овая проволока
Рис. 8.2.10
Стыкувмый лист
Сформированный шов
сварочного аппарата. Нижний участок вертикального
шва выполняется ручной дуговой сваркой. Автомати-
ческая сварка толщин до 20 мм выполняется замкну-
том пространстве (колодце) между стыкуемыми лис-
>•	3-941
Ж
8. Соединения
тами, а боковые поверхности охвачены медными формирующими ползунами, по кото-
рым для охлаждения циркулирует вода. Ползуны перемещаются вместе со сварочным
аппаратом. В качестве сварочной проволоки используется самозащитная порошковая
проволока диаметров 2.4-3 мм. После того как зажжена дуга, образуется ванна рас-
плавленного металла со слоем шлака на поверхности, которая удерживается медными
ползунами. Сварщик наблюдает за ванной, деревянной палочкой удаляет излишний
шлак и имеет возможность форсировать или замедлять сварочный процесс.
Технология сварки вертикальной стенки обычно является неотъемлемой частью
сварки стыка балки в целом, имеющей верхний и нижний пояса. В нижеприведенных
рекомендациях технология сварки поясов даны конспективно.
Рекомендуемая очередность ра-
бот по выполнению сварки вертикаль-
ного цельносварного стыка главной
балки на монтаже выполняется в та-
кой последовательности.
1.	Установка блоков главных балок
или коробок на сборочные опоры
по проектным отметкам.
2.	Подготовка под сварку, сварка, за-
чистка нижнего пояса.
3.	Прирезка, подготовка под сварку и
установка вставки стыка.
4.	Подготовка кромок деталей стыка
под сварку (очистка кромок от кор-
розии, влаги и масел на 40-50 мм
в каждую сторону от стыка).
5.	Устранение депланации стыкуе-
мых деталей ио плоскости листов и фиксация положения при помощи сборочных
скоб, расположенных с шагом 400-500 мм, привариваемых к стыкуемым деталям со
стороны заднего ползуна по верхней кромке угловым швом ГОСТ 5264-80 ТЗ катет
6 мм. Депланация более 1 мм не допускается, а на концевых участках по 450 мм
стенки депланация должна быть нулевой.
6.	Устройство прихваток (длина швов 70-80 мм) вставки к нижнему поясу балки.
7.	Приварка выводных планок сверху стыка и установка технологических выводных
площадок для выхода аппарата.
8.	Ручная дуговая сварка участка стенки 150 мм от нижнего пояса; может выполнять-
ся с обеих сторон вставки.
9.	Зачистка верха шва и монтаж сварочного аппарата.
10.	Автоматическая сварка шва по одну сторону вставки на полную высоту. Сварка
второго шва.
11.	Обрезка выводных планок и зачистка мест их постановки. Прирезка, подготовка
под сварку, сварка и зачистка верхнего пояса.
12.	Сварка вставок продольных ребер. Удаление сборочных скоб рекомендуется вы-
полнять после сварки продольных ребер для замыкающих стыков, т.е. стыков, в ко-
торых напряжения от температурных воздействий могут привести к потере устой-
чивости стенки.
13.	Контроль шва (внешний осмотр, ультразвуковой, а для нижней зоны 150 мм может
быть заказана гаммаграфия).
14.	Ликвидация дефектов и зачистка шва. Разделка мест выявленных дефектов
механическим путем (абразивным кругом), ручная заварка и повторный контроль.
290
8. Соединения
8.2.3.5.	КОНТАКТНАЯ СВАРКА
Сварка осуществляется за счет нагрева металла на контакте соединяемых де-
талей. Детали в месте контакта зачищаются, пропускается через соединение ток, и
<а счет более высокого сопротивления в месте контакта происходит местный ра-
югрев кромок стыкуемых деталей. После разогрева осуществляется осадка (прину-
дительная деформация), при которой разогретый на контакте металл диффундирует
н детали соединения. Сварка выполняется при помощи специального оборудования.
Контактная сварка широко распространена при стыковании арматурных стержней.
Существует оборудование, позволяющее выполнять контактную сварку габаритных
щталей, например, труб большого диаметра. В мостостроении контактная сварка
применяется для сварки гибких анкерных упоров к поясам сталежелезобетонных
пролетных строений.
8.2.4.	ПОДОГРЕВ ПРИ СВАРКЕ
Сварку мостовых конструкций железнодорожных мостов допускается выпол-
нять без подогрева только при положительных температурах. Ручную и полуавтомати-
ческую сварку при температурах стали, указанных в табл. 8.2.1, следует выполнять с
предварительным подогревом стали в зоне сварки до 120-160°С на ширине 100 мм с
каждой стороны соединения.
Таблица 8.2.1
Толщина стали, мм	Минимально допустимые температуры, °C, при сварке стали		
	углеродистой	низколегированной до С390 включительно	низколегированной от С440 включительно
До 16 мм (включительно)	-30	-20	-15
От 16 до 25	-20	0	0
От 25 до 30			При толщинах более 25 мм - предварительный подогрев 120-160°С
От 30 до 40	-10	+5	
Более 40 мм	0	+10	
Автоматическую сварку допускается выполнять без подогрева в следую-
щих случаях:
углеродистой стали
толщин до 30 мм, при fC не ниже минус 30°С
толщин свыше 30 мм, при fC не ниже минус 20°С
низколегированной стали
толщин до 30 мм,	при fC не ниже минус 20°С
толщин свыше 30 мм,	при fC не ниже минус 10°С
Если температура стали ниже указанной, то разогрев может выполняться за счет
повышенных режимов сварки по специальным рекомендациям.
8. Соединения
Ж
8.2.5.	ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ДЕФЕКТЫ И КАТЕГОРИИ ШВОВ
Швы мостовых конструкций по их ответственности разделены на три категории.
Первая категория - это наиболее ответственные швы, в которых допускается мини-
мальное количество дефектов. Количество допускаемых дефектов увеличивается с
увеличением категории. К технологическим дефектам сварных швов, количество кото-
рых оговаривается в табл. 8.2.2, отнесены два вида дефектов:
1. Поры и шлаковые включения. Наружные поры легко обнаружить при визуаль-
ном осмотре. Внутренние поры и шлаковые включения можно обнаружить на
поперечном срезе шва и при помощи УЗД или при просвечивании лучами.
2. Подрезы (вдоль и поперек шва). Под подрезом понимается оплавление по-
верхности основного металла у шва. Металл при этом стекает, образуя ямку.
Подрезы обнаруживаются при визуальном осмотре шва.
На чертежах КМ следует указывать категории сварных швов.
Допуски по технологическим дефектам швов сварных соединений стальных
конструкций мостов показаны на рис. 8.2.14 и приведены в табл. 8.2.2, которая
соответствует таблице 41 СНиП Ш-18-75.
Поверхностные дефекты сварных швов, которые видны при визуальном
осмотре, легко выявить и, как правило, легко устранить. Внутренние дефекты, которые
можно обнаружить только при помощи ультразвуковой дефектоскопии или просвечи-
вании рентгеновскими лучами, более трудоемки при исправлении.
Недостаточное Чрезмерная	Недопустимый	Наплыв
сечение	выпуклость	подрез
Недопустимый Непровар
катет
Рис. 8.2.12. Недопустимые дефекты угловых швов
Характерные видимые дефекты (кроме дефекта 6) угловых сварных швов
показаны на рис.8.2.12.
Дефекты 2 и 4 могут быть ликвидированы механической зачисткой, дефекты 1,
3 и 5 подваркой с последующей зачисткой. Непровар углового шва можно обнаружить
с помощью УЗД контроля. Ликвидировать непровар можно после снятия металла шва,
заварки и последующей зачистки.
Недопустимые дефекты стыковых швов с разделкой кромок
Рис. 8.2.13. Недопустимые дефекты стыковых швов
Чрезмерное усиление
292
8. Соединения
Указанные на рис. 8.2.13 дефекты должны быть устранены: 1 и 4 - механиче-
ской зачисткой шва; 2 и 3 - подваркой и последующей зачисткой.
Все швы III кат.
~ гфббоТЫЪлГшбв~С(ПЬнИи
? а пределах зоны 80%
Нкат.поп. 12
конце* ой участок
I! кат.
для 41% зоны
norm. 13а
Угловые швы ребер
продольных и поперечных
на стенках ГБ в сжатой и
угловые швы работающие
на отрыв для основного
элемента I кат. по л.3'х-
(направление силы) I
концевой участок 1100 м»
Iкат. попп. 5иб ч----->
отнесены к III кат.
все стыковые растянутого
"пояса ib по nJ
Все швы III кат.
_ по пп._14^_16, 17,____
18, 19, 21 и 22
(усилие вдоль балки)
и
Поперечные стыковые
швы стенки ГБ
II кат.
п.10

* Ё
8
а
Рис. 8.2.14 Соединения, приведенные в табл. 8.2.2
8. Соединения
Таблица 8.2.2
Категория |	Типы швов сварных соединений, входящих в данную категорию	Технологический дефект в шве сварного соединения		
		Поры наружные и внутренние; шлако- вые включения	Подрезы поперек усилий	Подрезы вдоль усилий
1	2	3	4	5
НН	1.	Поперечные и продольные стыковые швы растянутых11 по- ясов сплошных балок21 2.	Поперечные и продольные стыковые швы растянутых эле- ментов ферм3’ 3.	Угловые швы, прикрепляю- щие основные детали и элемен- ты конструкции и работающие на отрыв (при растяжении или изгибе) 4.	Концевые участки (длиной 100 мм) стыковых и угловых швов, прикрепляющих к растя- нутым элементам ферм, растя- нутым поясам сплошных балок узловые фасонки или располо- женные вдоль усилия фасонки связей. 5.	Концевые участки (длиной 100 мм) угловых поясных и сое- динительных швов в местах об- рыва одной из частей сечения сплошных балок (стеики или пояса) в растянутой зоне и рас- тянутых элементов ферм 6.	Концевые участки (длиной 100 мм) угловых косых швов, прикрепляющих концы наклад- ных компенсаторов или обры- ваемых в пролете поясных лис- тов пакета растянутого пояса. 7.	Концевые участки стыковых швов стенок балок на протяже- нии 40% от высоты растянутой зоны, но не менее 200 мм, считая от растянутого пояса	Поры или шлаковые включения диамет- ром более 2% толщи- ны металла и более 1 мм не допускаются в крайних четвертях ширины4’ стыкового шва (поз. 1,2 и 7) и в соединениях, перечис- ленных в поз.4, 5 н 6 настоящей таблицы. В остальной зоне сты- ковых швов (поз.1, 2 и 7) и в соединениях, указанных в п.З, до- пускаются единичные дефекты диаметром не более 1 мм для ме- талла толщиной до 25 мм и не более 4% толщины для металла толщиной более 25 мм в количестве не более 4 дефектов на участке шва длиной 400 мм. Расстояние между де- фектами не менее 45 мм.	Без исправления не допускаются. Подрезы глубиной до 0.5 мм на металле толщиной до 20 мм, и глубиной до 3% на металле толщиной более 20 мм, а также местные подрезы дли- ной до 20% длины шва при глубине не более 6% толщины металла разрешается исправлять зачисткой без предварительной заварки подреза	Без исправления не до- пускаются. Подрезы глубиной до 1 мм на металле толщиной до 20 мм н глубиной до 6% на металле толщи- ной более 20 мм можно устранять зачисткой. Подрезы глубиной не более 1 мм, располо- женные непосредствен- но на ребрах жесткос- ти, к которым не при- соединяются элементы поперечной конструк- ции пролетного строе- ния, можно оставлять без исправлений.
Примечания:
1)	Категории швов сварных соединений сжато-вытянутых элементов и зон конструкций - те же, что и
растянутых.
2)	В конструкциях с ортотропной плитой на швы ее сварных соединений распространяются требования,
предъявляемые к поясам балок.
3)	Ортотропная плита железнодорожных мостов, включенная в работу совместно с главными фермами,
также относится к элементам ферм.
4)	Под шириной стыкового шва понимается расстояние между линиями сплавления металла шва с основным
металлом на поверхности детали.
294
8. Соединения
Таблица 8.2.2 (продолжение кате<пр«м II)
Категория |	Типы швов сварных соединений, входящих в данную категорию	Технологический дефект в шве сварного соединения		
		Поры наружные н внутренние; шлако- вые включения	Подрезы поперек усилий	Подрезы вдоль ним
	8.	Угловые поясные швы растя- нутых поясов сплошных балок (кроме швов по п. 5) 9.	Угловые соединительные швы растянутых элементов ферм (кром е швов по п. 5) 10.	Угловые соединительные швы пакетов растянутых поя- сов сплошных балок (кроме швов по п. 6) 11.	Поперечные стыковые швы стенок балок в растянутой зоне - на участке протяжением 40% ее высоты, примыкающем к концевому участку (см. п. 7) 12.	Продольные стыковые швы стенок балок, расположенные в растянутой зоне в пределах 80% ее высоты, считая от растя- нутого пояса 13.	а) Концевые участки длиной 100 мм угловых швов, при- крепляющих горизонталь-ные фасонки связей к стенкам балок в растянутой зоне в пределах 40% ее высоты, считая от рас- тянутого пояса б) Стыковые и угловые швы (за исключением концевых участков по п.4), прикрепляю- щие к растянутым элементам ферм и поясам сплошных ба- лок узловые фасонки связей, а в неразрезных сталежелезобетон- ных пролетных строениях - упоры.	Допускаются единич- ные дефекты диамет- ром не более 1.5 мм в количестве не более пяти дефектов на участке шва длиной 400 мм. Расстояние между дефектами не менее 15 мм.	Без исправления не допускаются. Имею- щиеся подрезы устра- няются зачисткой или заваркой с последую- щей зачисткой сог- ласно указаниям для категории I	Допускаются глубиной не более 1 мм при ши рине не менее 2 мм и плавном очертании Подрезы большей глу- бины или неплавного очертания устраняются зачисткой или заваркой с последующей зачист- кой согласно указаниям для категории I
8. Соединения
Таблица 8.2.2 (продолжение - категория 111)
Категория |	Типы швов сварных соединений, входящих в данную категорию	Технологический дефект в шве сварного соединения		
		Поры наружные и внутренние; шлаковые включения	Подрезы поперек усилий	Подрезы вдоль усилий
н-।	14.	Поперечные и продольные стыковые швы сжатых поясов сплошных балок 15.	Поперечные и продольные стыковые швы сжатых элемен- тов ферм 16.	Поперечные стыковые швы стенок на участке за вычетом зон по п.7 и 11. 17.	Продольные стыковые швы стенок балок, расположенные в пределах части высоты балки, остающейся за вычетом по п. 12 18. Стыковые и угловые швы, прикрепляющие к сжатым эле- ментам ферм и сжатым поясам сплошных балок узловые фа- сонки или расположенные вдоль усилия фасонки связей, а в сталежелезобетонных пролет- ных строениях - упоры. 19. Угловые поясные швы сжа- тых поясов сплошных балок 20. Угловые соединительные швы сжатых элементов ферм 21. Угловые соединительные швы пакетов сжатых поясов сплошных балок 22.	Угловые швы, прикрепляю- щие горизонтальные фасонки связей к стенкам балок (за ис- ключением швов, указанных в п.13 а) 23.	Угловые швы прикрепляю- щие вертикальные и горизонта- льные ребра жесткости, диаф- рагмы, а также расположенные поперек усилия в элементе фер- мы, поясе, или стенки сплош- ной балки фасонки связей 24.	Угловые пжы. прикрепляю- щие элементы связей к ребрам жесткости	Допускаются единич- ные дефекты диамет- ром не более 2.0 мм в количестве не более 6 дефектов на участке шва длиной 400 мм. Расстояние между де- фектами не менее 10 мм.	Без исправления не допускаются. Имеющиеся подрезы устраняются зачист- кой или заваркой с последующей зачист- кой согласно указани- ям для категории I	Допускаются глубиной не более 1 мм при ши- рине не менее 2 мм и плавном очертании. Подрезы большей глу- бины или неплавного очертания устраняются зачисткой или заваркой с последующей зачист- кой согласно указаниям для категории I
В табл. 8.2.3 (которая соответствует таблице 42 СНиП Ш-18-75) приведены ме-
тоды контроля сварных швов и нормы контроля, в зависимости от категорий сварных
швов.
296
S. Соединения
Тйблщй 8,2,3
№	Методы контроля	Нормы контроля для сварных швов сварных соединений категорий		
		I	II	Ill
1	Систематическая поверка выполнения заданного техноло- гического процесса сборки и сварки	100% швов	100% швов	100% швов
2	Наружный осмотр и промер швов	100% длины швов	100% длины швов	100% длины швов
3	Ультразвуковая дефектоскопия	100% отнесенной к 1 кате- гории длины каждого стыкового н углового шва	100% отнесенной ко II категории длины стыко- вых и угловых швов по поз. 13а табл.41; 100% длины каждого вто- рого стыкового шва II ка- тегории по поз.11 табл.41 и 50% длины каждого стыкового шва II кате- гории по поз.12 табл.41 (швы выбираются завод- ской инспекцией). При обнаружении дефек- тов, выходящих за преде- лы допусков, контролю подлежат 100% стыковых швов по поз. 11*, 12 табл.41	100% длины каждого тре- тьего стыкового шва III третьей категории поз. 14, 15 табл. 41 (швы выбирает заводская инспекция). Если при этом 10% швов призна- но неудовлетворительны- ми, то производится допол- нительный контроль такого же количества швов, чтобы общин объем составил 50%. Если при этом обна- руживаются дефектные швы, то контролю подле- жат 100% швов.
4	Просвечивание про- низывающими лу- чами	Швы, результаты провер- ки которых после ультра- звуковой дефектоскопии требуют уточнения	-	-
5	Металлографичес- кие исследования макрошлифов на торцах стыковых швов	100% стыковых швов по поз.1 и 2 табл.41, за ис- ключением	стыковых швов внутренних листов элементов коробчатого сечения.	-	По 2 макрошлифа на каж- дом стыковом шве по поз. 14 и 15 табл. 41, в ко- тором при контроле ульт- развуковой дефектоскопией выявлены дефекты; если при осмотре макрошлифов обнаружены недопустимые дефекты, то осматривают еще 2 макрошлифа на данном элементе. Если и при этом обнаружены дефекты, то осматривают макрошлифы на всех стыковых швах данного элемента
• Нормы контроля действуют для швов по поз.11 и в случае, если недопустимые дефекты обнаружены в швах
по поз. 7 табл.41.
При обнаружении трещины в самом шве или в основном металле следует
шфиксировать ее положение, глубину и протяженность при помощи УЗД и не
пытаться сразу же ликвидировать дефект. О случившемся следует уведомить автора
проекта и после этого принять решение о ликвидации дефекта. Ликвидацию иных
дефектов следует производить по следующей схеме:
8. Соединения
257
-	разделка металла в зоне дефекта на требуемую глубину с углом раскрытия 60-70° с
помощью абразивных кругов толщиной 6-8 мм; применение воздушно-дуговой
резки угольными омедненными электродами, даже при условии последующей
механической обработкой поверхности реза абразивным кругом, не допускается;
-	заварка дефекта с применением ручной сварки при малой протяженности дефекта,
использование того же метода сварки, который был предусмотрен для выполнения
данного шва при большой (более 1 м) протяженности дефектного участка;
-	последующая зачистка и УЗД контроль.
Исправление дефектного участка допускается производить не более двух раз.
Если при этом ликвидировать дефектный участок не удалось, то следует об этом
уведомить автора проекта и установить причину повторного возникновения данного
дефекта.
8.2.6. МЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Механическая обработка сварных соединений выполняется для ликвидации
дефектов сварных швов и для уменьшения концентраторов напряжений. Механическая
обработка концентраторов не оказывает существенного влияния на статическую
прочность соединения, но существенно повышает его выносливость.
Наряду с концентраторами напряжений на долговечность соединения оказывают
влияние и другие последствия сварки. Это, в первую очередь, остаточные сварочные
напряжения и в какой-то мере неоднородность механических свойств металла вблизи
сварки.
Следует отметить, что влияние концентраторов напряжений на долговечность
сооружения во многих случаях играет главную роль. Влияние роли концентрации
напряжений на выносливость сварных соединений оценивают следующим образом:
полученные в результате испытаний пределы выносливости сварных образцов
сопоставляют с пределами выносливости образцов, которые изготовлены из цельного
металла с концентраторами напряжений такого же рода. Разность значений в пределах
выносливости сварных и цельных образцов относят к влиянию иных факторов,
главным образом к влиянию остаточных сварочных напряжений.
Следует обратить внимание на недопущение образования острых кромок при
выполнении механической зачистки. Для того, чтобы была возможность впоследствии
окрасить конструкцию, минимальный радиус закругления кромки должен быть 2 мм.
8.2.6.1. СВАРНОЕ СОЕДИНЕНИЕ КАК КОНЦЕНТРАТОР НАПРЯЖЕНИЯ
На сопротивление стали усталостному разрушению наибольшее влияние оказы-
вает состояние металла у поверхности, вызывающее концентрацию напряжений и за-
рождение трещины на поверхности (см. гл. 6 «Выносливость»)
8.2.6.2. ОБРАБОТКА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Механическую обработку швов в сварных конструкциях мостов следует
выполнять в соответствии с ВСН 188-78. Механическую обработку или зачистку на
строительной площадке производят абразивными кругами при помощи ручных
машинок. На заводах механическая обработка может выполняться специальными
фрезами.
298
8. Соединения
Обработка сварных соединений выполняется в зонах изменения сечений для
получения плавных переходов от металла шва к основному металлу. При этом
обработку следует производить без излишнего ослабления сечения - на минимальную
глубину, необходимую для снятия поверхностного слоя металла и получения чистой
поверхности. Обработанная поверхность не должна иметь рисок глубиной более
0.3 мм направленных поперек действия основных усилий в элементе. Если нет специа-
льных указаний в проекте на этот счет, то зачистку следует выполнять вдоль моста.
При обработке кругами не допускаются ожоги металла, заключающиеся в види-
мых на поверхности стали желтых и синих разводах - цветов побежалости. Радужные
цвета или цвета побежалости приведены в табл. 8.2.4.
Желто-синие цвета говорят о нагреве до наиболее «вредных» для стали
температур - до 220-300°С. Сталь при этих температурах становится хрупкой - сине-
ломкой. Места с ожогами следует повторно зачистить на глубину 0.5 мм. Различная
расцветка стали при нагреве появляется из-за изменения толщины появившейся окис-
ной пленки.
Таблица 8.2.4
№ п/п	Цвета металла	Толщина окисной пленки, А	Температура нагрева, °C
1	Соломенный	450	220
2	Золотистый		230
3	Коричневый	500	240
4	Красно-коричневый		250
5	Пурпурный	650	260
6	Фиолетовый		280
7	Синий (васильковый)	700	300
8	Светло-голубой	700	320
9	Светло-серый	750	330-350
Ослабление сечения при зачистке не должно быть свыше следующих значений.
1. При зачистке в направлении поперек действия основных усилий углубление не
должно превышать 0.5 мм для толщин до 20 мм и 3% на более толстом металле.
При этом на 20% длины обрабатываемой зоны допускается ослабление 6%.
2. При зачистке в направлении вдоль действия основных усилий ослабление не
должно быть более 1 мм на металле толщиной до 20 мм и 6% от толщины при
более толстом металле.
Механическая обработка сварных швов не требуется, если выполняются
следующие требования.
1.	Сварные швы имеют усиления не более, чем указано в соответствующих ГОСТах
на сварку.
2.	Сварные швы имеют плавные переходы к основному металлу.
3.	Сварные швы имеют равномерную гладкую или чешуйчатую фактуру поверхности.
4.	Нет специальных указаний в проекте по обработке.
8. Соединения

Рис. 8.2.15
Контур шва
дп обпаЯптки
Обработка стыковых швов выполняется в соответствии со схемой, показанной
на рис.8.2.15. Если нет специальных указаний в проекте, то направление рисок при
зачистке швов, параллельных оси моста, следует ориентировать под углом, близким к
45° к оси шва. Зачистку для поперечных швов следует выполнять поперек шва или
вдоль моста.
Механическую обработку пересекающихся и примыкающих друг к другу
сварных швов необходимо производить по схеме, изображенной на рис.8.2.16.
Шов, который пересекает зону зачистки, может быть выполнен только после
зачистки указанной зоны. Правила по направлению рисок при зачистке те же, что и
при зачистке стыковых швов.
Т-образное примыкание
стыковых швов
Пересечение стыковых швов
Рис. 8.2.16
Примыквние стыкового шва
к поясу
Механическую обработку видимых дефектов, таких как наплывы, чрезмерная
выпуклость и недопустимое усиление производят абразивными кругами для приведе-
ния геометрических параметров к нормируемым.
Неполномерные швы, недопустимые подрезы, незаплавленные кратеры, непро-
вары и несплавления кромок снаружи подваривают с последующей зачисткой.
Ликвидация внутренних дефектов, таких как внутренние непровары и несплав-
ления, поры и шлаковые включения, а также поверхностные и внутренние трещины за-
ключается в резке металла, заварке и последующей механической зачистке.
Существуют три возможных способа резки: механическая резка абразивными
кругами - рекомендуемая; воздушно-дуговая резка; газовая резка на полную глубину.
После воздушно-дуговой резки угольными омедненными электродами диамет-
ром 6, 10 мм требуется обязательная механическая зачистка поверхностного слоя на
300
8. Соединения
глубину не менее 1 мм, так как поверхность металла после резки содержит избыточное
количество углерода. Ручная газовая резка применяется для резки на всю глубину де-
фектного участка. Как и при воздушно-дуговой резке, обязательна последующая меха-
ническая зачистка.
При ликвидации таких дефектов, как сквозные трещины в швах следует соста-
вить технологическую карту, в которой отразить возможную причину их появления и
оговорить последовательность технологических операций по их исправлению.
8.2.7. РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Расчеты сварных соединений по предельному состоянию по прочности
аналогичны расчетам для материнского металла стыкуемых элементов конструкций.
Прочность металла стыковых швов как правило выше прочности материнского
металла, поэтому при расчетах по прочности, расчетные сопротивления швов прини-
маются равными расчетным металла стыкуемых деталей. Расчетные характеристики
металла угловых швов условному срезу принимаются для двух зон: по металлу шва Rwf
и по металлу границы сплавления в соответствии с табл. 8.2.5.
Таблица 8.2.5
Соединения	Напряженное состояние	Расчетные сопротивления
Стыковые	Сжатие, растяжение и изгиб при автоматической, полуавто- матической и ручной сварке с физическим контролем качест- ва швов: -	по пределу текучести -	по временному сопротивлению Срез	3 v «Ч «Ч II и и J- i S «Ч
С угловыми швами	Срез (условный) по металлу шва Срез (условный) по металлу границы сплавления	^/=0.557?^//^, = 0.45Я„„
1.	Для швов, выполняемых ручной сваркой, значения	следует принимать равными значениям временного сопротивления разрыву металла шва, приведенного в ГОСТ 9467-75*. 2.	Для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматической сваркой, значения следует принимать по табл. 4 СНиП 23-81*. 3.	Значения коэффициента надежности по материалу у„.т швов следует принимать равным 1.25.		
Временные сопротивления разрыву металла шва Rm„ и расчетные сопротивле-
ния условному срезу R^ для распространенных сварочных материалов приведены в
табл. 8.2.6.
Таблица 8.2.6
Марки проволоки по ГОСТ 2246-70* для автоматической и полуавтоматической сварки		Марки порошковой проволоки	Покрытые электроды для ручной сварки	Нормативное сопротивление	Расчетное сопротивление
под флюсом	в углекислом газе и в его сме- си с аргоном			Rmm, МПа (кг/см2)	R^, МПа (кг/см2)
Св-08, Св-08А	-	—	Э42, Э42А	410(4200)	180(1850)
Св-08ГА	-	-	Э46, Э46А	450 (4600)	200 (2050)
Св-ЮГА	Св-08Г2С	ПП-АН8, ПП-АНЗ	Э50, Э50А	490 (5000)	215 (2200)
Св-ЮНМА, Св-08Г2			Э60	590(6000)	240 (2450)
8. Соединения
301
Геометрические параметры сварных швов зависят от вида сварки, положения, в
котором выполняется сварка, и режимов сварки. Если при проектировании конструк-
ции существует возможность измерить сечение швов на микрошлифах и технологи-
ческие режимы сварки отработаны, то в этом случае можно принимать физические из-
меренные размеры швов для выполнения расчетов. В остальных случаях расчетные се-
чения швов следует определять с использованием нижеприведенных требований, в
соответствии с п.4.83 СНиП 2.05.03-84*.
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ СТЫКОВЫХ ШВОВ
Рис. 8.2.17
а)	для швов, выполненных с полным проплавлением стыкуе-
мых кромок, расчетная высота шва принимается равной ми-
нимальной толщине стыкуемых деталей:
б)	для швов, выполненных на не полную высоту или для
швов с неполным проплавлением кромок, расчетная высота
швов принимается минимальной по сечению шва:
tw
где tmin - наименьшая из толщин свариваемых деталей;
twmin ~ наименьшая толщина сечения стыкового шва.
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ УГЛОВЫХ ШВОВ
Рис. 8.2.18
Расчетные сечения угловых швов при расчете:
а)	по металлу шва (сечение 0-1/- tf= fykfi
б)	по металлу границы сплавления (сечение 0-2); tz = /3zkf,
kf - наименьший из катетов углового шва;
Pf, (3Z - коэффициенты расчетных сечений угловых швов, принимаются по табл.
8.2.9 (соответствует табл. 80* СНиП 2.05.03-84) в зависимости от вида
сварки и величины катета.
Расчет по прочности сварных стыковых соединений следует выполнять:
•	при сварке детален из сталей различных уровней прочности, а также при сварке
материалами, для которых расчетное сопротивление металла шва менее расчетного
сопротивления основного металла R^. < Ry (в этих случаях Rny должно быть указа-
но в проекте).
•	при наличии различных ослаблений в зоне стыка, в случаях когда:
-	длина шва менее ширины стыкуемого элемента, lw < 6;
-	высота шва менее минимальной толщины стыкуемого элемента, twmin < tmin;
-	площадь шва менее площади стыкуемого элемента, Ащ„ < А.
302
8. Соединения
ТаЛлиив 1! f
Вид сварки при диаметре сварочной проволоки d, мм	Положение шва	Коэффициенты расчетных сечений угловых швов				
		обозна- чение	при катетах швов, к/ мм			
			3-8	9-12	14-16	211
Автоматическая при d =3-5	В лодочку	Pf	1.1	1.1	1.1	0.7
		Pz	1.15	1.15	1.15	1.0
	Нижнее	Pf	1.1	0.9	0.9	0.7
		Pz	1.15	1.05	1.05	1.0
Автоматическая и полуавтоматическая при J=1.4-2	В лодочку	Pf	0.9	0.9	0.8	0.7
		Pz	1.05	1.05	1.0	1.0
	Нижнее, горизонтальное и вертикальное	Pf	0.9	0.8	0.7	0.7
		Pz	1.05	1.0	1.0	1.0
Ручная, полуавтоматическая проволокой сплошного се- чения при d <1.4 или по- рошковой проволокой	Все положения	Pf	0.7	0.7	0.7	0.7
		Pz	1.0	1.0	1.0	10
Формулы для расчетов прочности стыковых швов приведены в табл. 8.2.8, а
угловых швов - в табл. 8.2.10.
В табл. 8.2.8-8.2.10 обозначено:
N— продольное усилие в элементе, передаваемое на шов;
Qx - поперечная сила вдоль оси X;
Qy - поперечная сила вдоль оси У;
М- изгибающий либо скручивающий момент;
МхМу- изгибающие моменты, вызывающий изгиб относительно главных осей;
-	площадь сечения шва нетто;
JPWX„ Wwy„ - момент сопротивления шва нетто относительно главных осей;
Iwxn К.уп - моменты инерции сечения стыкового шва относительно главных осей;
lfX Ify- моменты инерции расчетного сечения по металлу шва относительно его главных
осей;
Ц. - моменты инерции расчетного сечения по металлу границы сплавления относи-
тельно его главных осей;
х, у - координаты точки шва, наиболее удаленной от центра тяжести расчетного сече-
ния швов, относительно главных осей этого сечения;
Oiw Cwy ~ нормальные напряжения в шве относительно соответствующих осей;
тту - касательные напряжения в шве;
R^f- расчетное сопротивление угловых швов по металлу шва;
Rm - расчетное сопротивление угловых швов по границе сплавления;
Rvy Rws - расчетное сопротивления стыкового шва при проверке нормальных и каса-
тельных напряжений.
Геометрические параметры и коэффициенты /, /х, Ху ХьХ2<^> Ч*» следует
вычислять для сечения сварного шва по формулам (143), (144), (148-150), (153), (154),
(160) и табл. 61-64 СНиП 2.05.03-84*.
8. Соединения
303
Таблица 8.2.8
Условие прочн<		)СТИ для стыковых швов	Эскиз		
Нормальные напряжения при сжатии и растяжении	Расчет прочности при центральном растяжении или сжатии выполняется по сечению шва нетто N= продольная сила AWift ~ плошадь сечения шва нетто		Растяжение или сжатие \ \ \ awj, х X/ Стыковой 	 X Сечения с двумя осями симметрии		
Нормальные напряжения при изгибе	Расчет прочности при из- гибе в одной из главных плоскостей	м Ж,„ луГП			
	Расчет прочности при из- гибе в двух главных плоскостях сечений с двумя осями симметрии	1к1 И —!	1—U/ + —!W < Rm X W	y W Л/ х w,xn	Л/ у w,yn			
	Расчет прочности при изгибе в двух главных плоскостях сечений дру- гих типов	У I	V I Лх*н,х«	Л, у w,yn	Сть.	L? i\	
Нормальные напряжения во вненентренно сжатых и растянутых и изогнутых со сжатием или растяжением элементах	Расчет прочности сече- ний с двумя осями сим- метрии при действии продольной силы и мо- мента при изгибе в одной из главных плоскостей	N	\М\ п 	ш + ——— <Rm. т v xw„, -	шов чРг		
	Расчет прочности прочих сечений при действии продольной силы и мо- мента при изгибе в одной из главных плоскостей	N Му _ + ф <RHym X* w,xn	Прочие сечения		
	Расчет прочности сече- ний с двумя осями сим- метрии при действии продольной силы и мо- мента при изгибе в двух главных плоскостях	1 ( N	\M\ ) 	y/ + ——— ^Rm 8 [Л./ Л,] " A 1	И где d -1	1	1	 Xyw„.y„R^m	'Э	dnX 2 1*	
	Расчет прочности прочих сечений при действии продольной силы и мо- мента при изгибе в двух главных плоскостях	N , Mxy , Mvx A 7 I	71 A,)- w,yn			
Касательные напряжения в стенках изгибаемых элементов	Значенне касательных напряжений в сварных швах стенок изгибаемых элементов	Xilt x2 = 1.25-0.25^^- ^max,e/			
	Проверка прочности сты- кового шва стенки балки по критерию приведен- ных и касательных на- пряжений в проверяемых точках				
304
8. Соединения
ТаЛли) tn » } •
Проверка прочности углового шва в сечении			Условие прочности	Эскиз			
Срез при действии сил в (из) плоскости шва	Прочность сварных соединений с угловыми швами при дейст- вии продольных или попереч- ных сил следует проверять на условный срез по двум сечени- ям 0-1 и 0-2: У, & Qv - продольная и попереч- ные силы; А/, Аг - площадь шва по сечениям 0-1 и 0-2 соответственно"	6	\n2+Q2+Q2 T/=J	<Rwfm			ы WN ~ К I1 X»	
		СМ	\N2+Q2+Q2y "J ll iR~m V	z*w		XT		X.
Срез при изгибе из плоскости i	шва	Расчет прочности сварных сое- динений с угловыми швами при действии момента в плоскости, перпендикулярной к плоскости расположения швов, следует выполнять для двух сечений 0-1 и 0-2: Ч, Му - моменты относительно осей X и Y; Wfy WT!. - моменты сопро- тивления шва по сечениям 0-1 и 0-2 относительно осей X и Y соот- ветственно	6	Mx My T f =		 +		 m {		I Угловой g шов _J'; J	|		_X
		СМ	My M Xr =	1		 < R^m w2y				
Срез при изгибе в плоскости шва	Расчет прочности сварных сое- динений с угловыми швами при действии момента в плоскости, расположения этих швов, сле- дует выполнять для двух се- чений: М - момент, действующий в плос- кости шва; /д, Л, Ify 1:у - моменты инерции шва по сечениям 0-1 и 0-2, относите- льно осей X и Y, соответственно х и у - координаты точки шва, наи- более удаленной от центра тяжести сечения швов, относительно глав- ных осей этого сечения	6	Xf-	^x2+y2<Rwfm		Угловой g cxl шов Jtx		
		см	M ПD ^z = j +I Jx-+y <R,;m		ЧЧ1 M \		X
Срез поясных швов при изгибе балок и местном давлении	Расчет прочности поясных швов изгибаемых балок от действия поперечной силы в балке и давления, передаваемо- го на стенку через пояс выпол- нять для двух сечений 0-1 и 0-2: Q - поперечная сила в сечении балки; 5 - статический момент сдвигаемо- го пояса; I- момент инерции балки; 1/ и (г - толщина швов в сечениях 0-1 и 0-2 соответственно; q - погонная нагрузка на пояс	6	+q2-R*m			vJ I Д— Хк/ q<tx	«ксмшву
		СМ	Л +q2 <Rmm	Сдвиг rxScX. ygMt*			
— распределение касательных напряжений по высоте сечения от действия поперечной силы следует
QS	QS
определять по формулам: Xf =--; Х2 =--- где Q - поперечная сила; S - статический момент
Rf	^z
сдвигаемой части сечения; I - момент инерции всего сечеиия; tf и t2 - толщина сечений 0*1 или 0*2,
Ж
8. Соединения
20-3-941
соответственно. Приведенные в таблице формулы, использующие общую площадь шва справедливы
для ограниченного круга сечений.
Таблица 8.2.10
Проверка прочности углового шва в сечении			Условие прочности	Эскиз
	Сварные швы прикрепления деталей в составных сплошностенчатых элементах проверяются на срез по двум сечениям 0-) и 0-2 согласно формулам: 6=6/ +GA- где п - количество листов (планок); Q\ - фактическая поперечная сила; QfK - условная поперечная сила (по- стоянная по всей длине), W - момент сопротивления сечения элемента брутто в проверяемой плоскости (перфорация не учитыва- ется); 1 - длина составного элемента; <	р - коэффициент продольного изги- ба при расчете по устойчивости эле- мента в проверяемой плоскости. Условную поперечную силу соглас- но СНиП П-23-81* следует опреде- лять по формуле /г У Qn= 7.15* ИГ6 (2330	) —, <р гдеЫ - нормальная сила в стержне. Распределение усилий (поперечной силы) между отдельными элемента- ми составного сечения распределя- ется: -	поровну между планками; -	при двух плоскостях, в которых в одной лежит сплошной лист, а с другой планки - поровну между плоскостями; -	при трех плоскостях - на одну ПЛОСКОСТЬ O.^Qjfc.		Afn	Сплошной или перфорированный лист, или отдельные планки ''О п - количество листов (планок), воспринимаю- щих силу Q
			Q	
8.2.8.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
В настоящее время методика расчетов выносливости сварных соединений в оте-
чественных мостовых нормах СНиП 2.05.03-84* отличается от методики, изложенной
в гражданских нормах СНиП П-23-81, и более существенно от методик, изложенных в
мостовых нормах США - AASHTO, в стальном коде США на сварку ANSI / AWS
D1.1-94 и в проекте европейских HopMENV 1993-1 и 1993-2.
Расчеты выносливости сварных соединений и соединений без сварки не
отличаются между собой. Изложение методик расчетов выносливости соединений
приведено в главе 6 «Выносливость».
306
8. Соединения
8.3.	СОЕДИНЕНИЯ НА ПАЛЬЦАХ
Соединения на пальцах являются шарнирными соединениями, допускающими
повороты соединяемых элементов под нагрузкой вокруг оси пальца-шарнира. Матери-
ал проушин и пальца должен работать при этом упруго. В том случае, если повороты в
процессе эксплуатации не требуются, то расчет следует вести, как для одноболтовых
соединений.
Соединения на пальцах могут иметь разнообразное применение в конструкциях
мостовых и гражданских сооружений. Преимущества таких соединений следующие:
ясность статической работы конструкции при образовании физического шарнира;
быстрота монтажа и демонтажа. К недостаткам следует отнести: плохую работу при
знакопеременных динамических нагрузках (в железнодорожных фермах узлы расстра-
иваются из-за относительной подвижности в стыках); усложнение конструкции узлов,
связанное с устройством шарнира по сравнению с болтовыми или заклепочными сое-
динениями.
Мостовые конструкции с соединениями на пальцах - болто-шарнирные фермы
широко применялись в США в период начала строительства железных дорог наряду с
клепаными фермами. Успеху развития шарнирных ферм способствовала быстрота и
простота сборки моста в малонаселенных районах страны, где отсутствовали квалифи-
цированные рабочие и была слабо развита промышленность1’.
° В книге Е.О. Патона «Стальные мосты» приведены примеры особенно быстрой
сборки мостов с пролетными строениями из болто-шарнирных ферм: 1) фермы моста
через Миссури у Канзас-Сити длиной 122 м собирались за 13 дней и 8 часов; 2) мост
Кэиро через Огайо с пролетом 153 м и весом 900 т был собран за 6 дней; 3) консоль-
ный мост Минго через Огайо с пролетами по схеме 60+210+90 м и весом 6000 тс был
собран на весу 65 рабочими за 60 дней.
В настоящее время, соединения на пальцах находят применение в монтажных
стыках вспомогательных конструкций и в тех конструкциях, у которых в стыках тре-
буется устроить шарниры.
Наиболее часто шарнирные
соединения применяются в мостах
с канатными элементами для уст-
ройства подвесок и в узлах анкере-
ния. На Вантовом мосту в Одес-
ском порту канаты вант присоеди-
нены к балке жесткости и пилону и
закладным деталям в устоях при
помощи проушин и пальцев
(рис. 8.3.1). Сдвоенная и одинарная
проушины соединены пальцем ди-
аметром 159"05 в отверстиях диа-
метром 16О+05. Между плоскостя-
ми проушин для фиксации зазоров
и уменьшения трения при пово-
ротах проушин установлены шай-
бы из фторопласта толщиной 5 мм.
Все конструкции покрыты цинко-
содержащим грунтом и окрашены.
20*
Сталь марки
10ХСНД-2
Рис. 8.3.1. Конструкция узла анксрсния канатов мкт
8. Соединения
35Т
8.3.1.	ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы. Нормы проектирования.
2.	СНиП П-23-81 * Стальные конструкции. Нормы проектирования.
3.	Eurocode 3 ENV 1993-2 Design of Steel Structure. - Part 2: Steel Bridges.
8.3.2.	КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
чем ширина w головы в зоне отверстия.
Требования по проектированию проушин, отсутствуют в отечественных нормах,
поэтому ниже приведенные требования заимствованы из проекта мостовых норм ENV
1993-2 Ch.6.9.
1.	Проушины должны быть постоянной толщины без усиления у отверстий.
2.	Толщина t проушин не должна быть меньше, чем 1/8 ее ширины w, и не менее
12 мм, и не более 50 мм.
3.	Полное сечение нетто А„е1 проходящее через центр отверстия проушины должно
превысить сечение Аь тела элемента проушины на 35% (рис. 8.3.2).
4.	Сечение нетто Af в передней части проушины (рис. 8.3.1) не должно быть менее,
чем 75% сечения нетто Аь тела элемента проушины.
5.	Радиус перехода г между головой и телом проушины должен быть равен или более,
Проушины должны быть сим-
метричны относительно центральной
оси элемента и параллельны ему, как
это только возможно. Стальные запол-
няющие кольца, охватывающие палец,
должны быть применены для предот-
вращения боковому движению проу-
шины или других элементов, соеди-
ненных пальцем, в том случае, если
это необходимо.
Ниже приведены правила конст-
руирования проушин по известным
начальным параметрам. Эти правила
не являются догмой, так как возможны
они помогают при проектировании в
стандартных ситуациях.
8.3.2.1.	ИЗВЕСТНА ТОЛЩИНА ПРОУШИНЫ
Принятые обозначения:
/Ум - действующее усилие в проушине, Н (кг);
Ry- нормативный предел текучести, МПа (кг/см2);
/лф _ коэффициент надежности принимаемый: 1.25 - для предельного состояния по
прочности; 1.10 - для предельного состояния по условиям эксплуатации.
Значения коэффициентов могут отличаться от приведенных в обоснованных
случаях;
do - диаметр отверстия, мм (см);
/-толщина проушины, мм (см);
а - расстояние (см. рис. 8.3.2), мм (см);
b - расстояние (см. рис. 8.3.2), мм (см).
Рис. 8.3.2. Форма проушины
дополнительные предвходящие условия, но
308
8. Соединения
Если известны действующее усилие, диаметр от-
верстия и толщина проушины можно определить форму
проушины, пользуясь нижеприведенными зависимостями.
Определение размера а (расстояние между кромка-
ми отверстия и передней части проушины):
а > Nsd^Мр I
2tRy 3
(8.3.1)
Нахождение размера b (расстояние между кромка-
ми отверстия и боковой части проушины)
Рис. 8.3.3. К определению
при известной толщине
NsjYmp | do
2tRy 3 ‘
(8.3.2)
8.3.2.2.	ИЗВЕСТНА ГЕОМЕТРИЯ ПРОУШИНЫ
Если геометрические параметры проушины соот-
ветствуют приведенным на рис. 8.3.4, то толщина и
диаметр должны отвечать следующим зависимостям.
Определение толщины:
Пу у
/>0.7	" ;	(8.3.3)
V
Связь диаметра отверстия и толщины:
Рис. 8.3.4. К определению при
известной геометрии
da<2.5t.
(8.3.4)
8.3.3.	РАСЧЕТЫ ПРОУШИНЫ
Расчеты по предельным состояниям соединений на пальцах включают в себя оп-
ределение предельных усилий среза, изгиба, смятия и т.п. отдельных элементов соеди-
нения. Найденные предельные усилия следует сопоставить с действующими усилиями.
Перечень основных проверок и расчетные формулы приведены в табл. 8.3.1.
Значение коэффициента надежности для предельного состояния по прочности для
соединения на пальцах у Mf= 1.25, приведенное в формулах, принято согласно рекомен-
даций ENV 1993-2. Иное значение у^ может быть принято при соответствующем
обосновании. Коэффициент надежности по материалу ут следует принимать по п.4.7*
СНиП 2.05.03-84.
& Соединения
Таблица 8.3.1
Схема проушины и характеристики стали							Основные параметры	
0.5NM	ХЦ							iVjrf - действующее расчетное усилие; Умр- 1.25 коэффициент надежности; Г| - толщина центральной проушины; - толщина крайних проушии; d - диаметр пальца; <4- диаметр отверстия; &d = d-d„ - разность диаметров пальца и отверстий; Ъ - размер при расчете на разрыв; а - размер при расчете на срез; Условные расчетные усилия; Мы- изгибающий момент в пальце, N ^=-Х('1+4с + 2/2); о усилие при расчете по Герцу, = 0.591^^.	
O.&Vs. Лди, - минимал тяженик - предел I минималь R„ - предел те R„ - меньшее и Rr меньшее и	1 а с.:"" V	J— ьное времени скучссти пал ное времени; кучссти проу з значений вр з значений пр		Г b d b oe ЬЦ2 x ни ем ед	|=J	 Г-5-] ,L a J X. J ^Sd ~' jE— сопротивление пальца pac- сопротивление проушины; иы; еиного сопротивления; елов текучести.				
Предельное состояние	Эскиз						Условие прочности	Предельное усилие
Срез пальца	0.5/7^		Чв			[ 	 1 	ч	Sa	На ,s	1N Rd д	v	ns IMp A=nd2/4 ns - число срезов
	0.5NM							
Изгиб пальца	OSN^						Mv < MR, Sa	ла	A/., =	b—^- ла ГмрГт W = Rd3 / 32 = момент сопротивления пальца
		ТТЛ <-t		Jl				н Ш	м 		
	0.5NM							
Комбинация среза и изгиба	-						f	x2 /	\2 1 +	<tо J	J	см. выше
Контактные напряжения (по Герцу)		г v. V	।	X					N/i.Sd —	N 1 Мр
Разрыв проушины								Rmbt.2 Nrj, =
Срез проушины		4	 I					Nv < NRd „ Sa	ла,за	n =0.6^,2 ГмрГж
								
Смятие проушины или пальца		- \.	1_			N„		< Nrj h Sa	Ka,b	1.5/? td ^яь,ь ~ YupYm
310
8. Соединения
8.4.	БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ БЕЗ КОНТРОЛИРУЕМОГО НАТЯЖЕНИЯ
Болтовые соединения без контролируемого натяжения или соединения на обыч-
ных болтах в постоянных мостовых сооружениях применяют только для вспомогатель-
ных конструкций. Болты в таких соединениях работают на растяжение, срез и смятие.
8.4.1.	ЛИТЕРАТУРА
1.	ГОСТ 22356-77. Болты и гайки высокопрочные. Шайбы.
2.	СНиП 2.05.03-84*. Мосты и трубы. Нормы проектирования.
3.	СНиП П-23-81*. Стальные конструкции. Нормы проектирования.
4.	Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81*). - М., 1989.
5.	СНиП 3.03.01-87. Несущие и ограждающие конструкции.
6.	СНиП 111-18-75. Металлические конструкции. Раздел 1.
8.4.2.	ХАРАКТЕРИСТИКИ БОЛТОВ
Для соединений элементов мостового по-
лотна, перил, смотровых приспособлений и
прочих не основных элементов применяют ста-
льные болты нормальной точности по ГОСТ
7798 класса прочности 4.6 по ГОСТ 1759.4 и
гайки нормальной точности по ГОСТ 5915
классов прочности 4 и 5 по ГОСТ 1759.4.
Различают болты повышенной, нормаль-
ной и грубой точности, что соответствует клас-
сам А, В и С.
Номинальные диаметры отверстий долж-
ны быть равны номинальному диаметру болтов,
с учетом допусков, указанных в табл. 8.4.1.
ГОСТ 7798
ГОСТ 11371
ГОСТ 5915
Рис. 8.4.1
Для болтов класса точности А диаметр отверстия должен быть равен диаметру
болтов со следующими допускаемыми отклонениями, приведенными в табл. 8.4.1
Таблица 8.4.1
Номинальный диаметр отверстия, мм	Допускаемые отклонения, мм
Свыше 12 до 18 (включительно)	+0.24; 0
Свыше 18 до 30	+0.28; 0
Свыше 30 до 48	+0.34; 0
Свыше 48 до 80	+0.40; 0
В табл. 8.4.2 приведены диаметры отверстий и допуски на них для болтов
нормальной точности. Номинальный диаметр отверстия для болта нормальной
точности должен превышать диаметр болта на 1 мм.
8. Соединения
311
Таблица 8.4.2
Параметры болтов и отверстий	Диаметры и отклонения, мм					
Номинальный диаметр стержней болтов нормальной точности	16	18	20	22	24	27
Номинальный диаметр отверстий под болты нормальной точности	17	19	21	23	25	28
Отклонение диаметра отверстия	+0.4	+0.5	+0.5	+0.5	+0.5	+0.6
	-0.2	-0.2	-0.2	-0.2	-0.2	-0.2
Максимальный диаметр продав- ленного отверстия	13	15	17	19	21	23
Марки сталей и расчетные характеристики болтов при срезе и растяжении в
зависимости от классов прочности приведены в табл. 8.4.3.
____________________________________________________________________Таблица 8,4,3
Вид изделия	Класс прочности	Марка стали	Расчетное сопротивление болта, МПа (кг/см2)	
			срезу Rbs	растяжению Rb,
Болт	4.6	20	150(1500)	170(1700)
	4.8	10, Юкп	160(1600)	160(1600)
	5.6	30, 35	190(1900)	210(2100)
	5.8	10*, Юкп*, 20, 20кп, СтЗспЗ, СтЗкпЗ	200 (2000)	200 (2000)
	6.6	35, 40, 40Г	230 (2300)	250(2500)
	8.8	35Х, 38ХА, 35**, 45Г	320 (3200)	400 (4000)
	10.9		400 (4000)	500 (5000)
Гайка	4	СтЗкпЗ, СтЗспЗ		
	5	10, Юкп, 20		
	8	20, 20кп, 35, 45		
	10	35Х, 38ХА		
8.4.3.	РАСЧЕТЫ БОЛТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
В болтовых соединениях при действии продольной силы N, проходящей через
центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует
принимать равномерным
8.4.3.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕЙСТВУЮЩЕГО УСИЛИЯ НА ОДИН БОЛТ
В многоболтовых соединениях при одновременном действии в плоскости
соединения продольной к оси элемента силы, поперечной силы и момента следует
учитывать неравномерное распределение усилий между болтами.
8.4.3.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОГО УСИЛИЯ НА ОДИН БОЛТ
Расчетное усилие Nb, которое может быть воспринято одним болтом, следует
определять по формулам:		
на срез	Nb=RbsYbA-ns;	(8.4.1)
на смятие	Nb=RbsYbd-Yt’	(8.4.2)
на растяжение	Nb = Rbl^bn ’	(8.4.3)
312
8. Соединения
где Rbs - расчетное сопротивление болта срезу;
-	расчетное сопротивление болта растяжению;
d- диаметр стержня болта;
А - nd1 / 4 расчетная площадь сечения стержня болта;
АЬа - площадь сечения болта нетто; для болтов с метрической резьбой значение
следует принимать по приложению 1 ГОСТ 22356-77, или по приведенным в
табл. 8.4.4;
-	наименьшая суммарная толщина элементов, сминаемых в одном направлении;
л4 - число расчетных срезов одного болта;
тм - коэффициент условий работы соединения, принимаемый по табл. 8.4.5.
Таблица 8.4.4
Номинальный диаметр болта, мм	16	18	20	22	24	27	30	36	42	48
расчетная площадь сечения при разрыве 4,, мм2	157	192	245	303	352	459	560	816	1120	1472
mbi- коэффициент условий работы болтового соединения, принимается по табл. 8.4.5.
Коэффициенты, указанные в табл. 8.4.5 для поз.2, взяты из [3], и не являются обязате-
льными при расчете мостовых конструкций.
Таблица 8.4.5
№ поз.	Характеристика соединения	Коэффициент тм
1	Многоболтовое при расчетах на срез и смятие болтов класса точности А	1.0
	Многоболтовое при расчетах на срез и смятие болтов классов точности В и С	0.9
2	Одноболтовое и многоболтовое при расчетах на смятие болтов при a=1.5d и b=2d в элементах конструкций из ста- ли с пределом текучести, МПа до 285 свыше 285 до 380	0.8 0.75
а - расстояние вдоль усилия от края элемента до центра ближайшего отверстия; b - расстояние вдоль усилия между центрами отверстий; d - диаметр отверстия для болта; Коэффициенты, установленные в поз.1 и поз.2, следует учитывать одновременно		
В Пособии к СНиП П-23-81 приведена зависимость изменения коэффициента
условий работ при расчетах смятия от схемы расположения болтов в соединениях из
стали с пределом текучести не более 390 МПа. Коэффициент предполагается
определять как произведение двух коэффициентов: mbl = уЬ2  ть
ть~ коэффициент зависящий от класса точности болтов: ть = 1.0 - для болтов класса
точности А; ть = 0.9 - для болтов классов точности В и С.
Если принять, что:
а - расстояние от кромки до оси болта (направление вдоль усилия);
b - расстояние между центрами болтов (вдоль усилия);
d - диаметр болта,
8. Соединения
ЭТУ
то зависимость изменения коэффициента у,,2 от геометрических параметров приведена
в табл. 8.4.6. Значения у,,2 следует принимать меньшее из определенных по параметру
а или Ь.
Таблица 8.4.6
а	2d	1.9J	1.8J	1.7J	1.6J	1.5
ь	2.5J	2.4J	2.3d	2.2d	2.1J	2.0
Уы	1.0	0.97	0.94	0.91	0.88	0.85
Расчетные сопротивления одноболтовых соединений следует принимать по
формулам табл. 8.4.7
Таблица 8.4.7
Напряженное состояние	Расчетные сопротивления одноболтовых соединений			
	срезу и растяжению болтов из		смятию соединяемых эле- ментов из стали с пределом текучести до 440 МПа	
	стали класса до С325, включительно1’	стали марки 40Х		
Срез	Ri,s = 0.38	Rbs= 0.40 Rbu„	-	
Растяжение	Rbt = 0.42 Rbu„	Rbt - 0.50 Rbim	-	
Смятие прн болтах класса точности А	—	—		'	R А 0.6 + 410—^ V? Е )
Смятие при болтах класса точности В и С	—	—		(	R \ 0.6+ 340 “- /?„„ L	 Е )
8.4.3.3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧИСЛА БОЛТОВ В СОЕДИНЕНИИ
Число болтов в соединении при действии продольной силы, проходящей через
центр тяжести соединения, следует определять по формуле
где Nb mm - меньшее из значения расчетного усилия для одного болта, вычисленных по
формулам среза и смятия;
т,ть - коэффициенты условий работы, принимаемые в соответствии с табл. 8.4.8
(соответствует табл. 60 СНиП 2.05.03-84) и табл. 8.4.9 (соответствует
табл. 82 СНиП 2.05.03-84).
Таблица 8.4.8
№ п/п	Область применения	Коэффициент условий работы т
1	2	3
1	Элементы и их соединения в пролетных строениях и опорах желез- нодорожных н пешеходных мостов при расчете на эксплуатацион- ные нагрузки	0.9
2	То же, при расчете на нагрузки, возникающие при изготовлении, транспортировке н монтаже	1.0
3	Элементы и нх соединения в пролетных строениях и опорах авто- дорожных и городских мостов при расчете на эксплуатационные нагрузки, а также иа нагрузки, возникающие при изготовлении, транспортировке и монтаже	1.0
314
8. Соединения
Окончание табл. 8.4.8
1	2	3
4	Канаты гибких несущих элементов в вантовых и висячих мостах	0.8
5	Канаты напрягаемых элементов предварительно напряженных конст- рукций	0.9
6	Растянутые и сжатые элементы из одиночных профилей, прикреплен- ных одной полкой (или стенкой): •	неравнополочный уголок, прикрепленный меньшей полкой •	неравнополочный уголок, прикрепленный большей полкой •	равнополочный уголок •	швеллер, прикрепленный стенкой или тавр, прикрепленный полкой	0.7 0.8 0.75 0.9
При действии в плоскости расположения болтов момента, усилие, приходящееся
на один болт, следует находить исходя из статического момента болтового поля, про-
порционально удалению от центра тяжести. Усилие среза следует определять как
равнодействующее от действия сил различных направлений. Болты, работающие
одновременно на срез и растяжение, допускается рассчитывать отдельно на срез и
растяжение.
________________________________________________________________Таблица 8.4.9
Характеристика стыка или его прикрепления	Коэффициент "Ч
Стык элемента или его ветви, все части сечения которых перекрыты одно- сторонними накладками	0.9
Стык элемента или его ветви с двухсторонними накладками при наличии части сечения, непосредственно не перекрытой накладками	0.9
Прикрепление элемента в узле одиночной фасоикой	0.9
Прикрепление части сечения через: один лист два листа и более прокладку, прикрепленную за пределами соединения не менее, чем на % полного усилия, которое может быть воспринято ее сечением	0.9 0.8 0.9
Прикрепление выступающей полки швеллера, уголка или горизонтального листа коробчатого сечения угловым коротышом	0.7
Болты, соединяющие стенки и пояса составных балок, следует рассчитывать по
таким формулам:
без учета местного давления
a—(8.4.5)
при воздействия местного давления q
aJf^f+72	(8.4.6)
где а - шаг болтов вдоль пояса;
min - меньшее из значений расчетного усилия, воспринимаемого одним болтом
из расчетов на срез и смятие;
Q - поперечная сила в сечении балки;
5 - статический момент брутто пояса балки относительно центра тяжести сечения
балки;
I - момент инерции брутто балки;
т - коэффициент условий работ по табл.60 СНиП 2.05.03-84.
8. Соединения	-----------------JIJ
8.4.3.4. ПРОЧНОСТЬ СЕЧЕНИЙ ОСЛАБЛЕННЫХ ОТВЕРСТИЯМИ
Сечения нетто элементов, ослабленных отверстиями, должны быть получены из
площадей брутто за вычетом отверстий и вырезов. Для зенкованных отверстий следует
учитывать зенкованный участок. Если ряды отверстий расположены перпендикулярно
к действию силы, то сечение нетто образуется вычитанием суммы проекций попереч-
ных отверстий. В том случае, если отверстия расположены ступенчато, общая площадь
вычитаемых отверстий будет выбрана при сравнении площадей по двум сечениям
(рис.8.4.2).
Рис. 8.4.2. Ступенчатое расположение отверстий
Расчет прочности стыковых накладок растянутых элементов ферм и поясов
сплошных балок необходимо выполнять с введением для накладок коэффициента
условий работ, т - 0.9.
Листы узловых фасонок, накладок и стыкуемых элементов следует проверять на
прочность прикрепления растянутых и сжатых элементов по контуру, соединяющему
центры отверстий периферийных болтов прикрепления указанных элементов, по
формуле (8.4.7)
IV < 0.675 • Г Я, • w • Д0.212^+1)/,.,	(8.4.7)
где У - продольное усилие в элементе;
t - толщина узловой фасонки;
т - коэффициент условий работ по таблице 60 [2];
I, - длина i-ro участка контура узловой фасонки между болтами нетто;
а, - угол между направлением z-ro участка контура и осью элемента 0 < а, < —,
рад.
При нормальном расположении проверяемого сечения фасонки а,, = у с сум-
марной длиной участков, равной /, формула (8.4.7) будет иметь вид У < 0.9 • г / • Rym.
8.4.4.	КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
1.	При сборке соединений отверстия в деталях конструкций должны быть совмещены
и детали зафиксированы от смещения сборочными пробками (не менее двух), а
пакеты плотно стянуты болтами. В соединения с двумя болтами сборочную пробку
устанавливают в одно из них.
2.	В собранном пакете болты заданного в проекте диаметра должны пройти в 100%
отверстий. Допускается прочистка 20% отверстий сверлом, равным по диаметру
отверстия. При этом в соединениях с работой болтов на срез и смятие допускается
чернота (несовпадение отверстий в смежных деталях) до 1 мм - в 50% отверстий,
316
8. Соединения
до 1.5 мм - в 10% отверстий. В случае несоблюдения этого требования с разреше-
ния разработчика проекта все отверстия должны быть рассверлены на ближайший
больший диаметр с установкой болтов соответствующих диаметров. Запрещается
применение болтов разных диаметров при работе соединения на срез. В соединени-
ях, работающих на растяжение, а также в соединениях, где болты установлены
конструктивно, чернота не должна превышать разности диаметров отверстия и
болта.
3.	Запрещается применение болтов и гаек, не имеющих клейма завода изготовителя, и
маркировки, обозначающей класс прочности.
4.	Под гайки болтов следует устанавливать не более двух круглых шайб (ГОСТ
11371-78). Допускается установка одной такой шайбы под головку болта. В необхо-
димых случаях следует устанавливать косые шайбы (ГОСТ 10906-78). Резьба бол-
тов не должна входить в глубь отверстия более чем наполовину толщины крайнего
элемента пакета со стороны гайки.
5.	Решения по предупреждению самоотвинчивания гаек - постановка пружинной
шайбы (ГОСТ 6402-70) или контргайки - должны быть указаны в рабочих черте-
жах. Применение пружинных шайб не допускается при овальных отверстиях или
при разности диаметров отверстия и болта более 3 мм, а также при совместной ус-
тановке с круглой шайбой. Запрещается стопорение гаек забивкой резьбы или при-
хваткой к стержню болта.
6.	Гайки и контргайки следует закручивать до отказа от середины соединения к краям.
7.	Головки болтов должны плотно соприкасаться с плоскостями шайб, а стержень
болта выходить из гайки не менее чем на 3 мм.
8.	Плотность стяжки пакета следует контролировать щупом 0.3 мм, который в преде-
лах зоны, ограниченной шайбой, не должен проходить между собранными деталя-
ми на глубину более 20 мм.
9.	Качество затяжки следует проверять остукиванием молотком с массой 0.4 кг, при
этом болты не должны смещаться.
8.5. ФРИКЦИОННЫЕ СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
Соединения, целостность которых обеспечивается за счет сил трения
возникающих между соединяемыми элементами, называются фрикционными. Целост-
ность соединений с контролируемым натяжением болтов или «соединений на высоко-
прочных болтах» обеспечивается за счет создания постоянного обжатия пакета листов,
стянутых высокопрочными болтами. Высокопрочные болты во фрикционных соедине-
ниях работают только на растяжение. Срез и смятие отсутствуют. Высокопрочные бол-
ты во фрикционных соединениях не рассчитываются на выносливость, поскольку уси-
лия в них не меняется.
Фрикционное соединение на высокопрочных болтах в расчетах рассматривают-
ся как неподвижное. Поэтому под предельным состоянием по прочности понимают
такое, при котором начинается подвижка по контактным поверхностям соединения.
8.5.1.	ЛИТЕРАТУРА
1.	ГОСТ 22353-77. ГОСТ 22356-77. Болты и гайки высокопрочные. Шайбы.
2.	СНиП 2.05.03-84*. Мосты и трубы. Нормы проектирования. - М., 1998.
3.	СНиП 3.06.04-91. Мосты и трубы. Правила производства работ. - М., 1992,
п.п. 7.8-7.20.
8. Соединения	~~	317
4.	СНиП Ш-18-75. Металлические конструкции. Правила производства и приемки
работ. Разд. 1 и 9.
5.	СНиП З.ОЗ.О1-87. Несущие и ограждающие конструкции. - М., 1988, п.п. 4.20-4.36.
6.	Рекомендации по технологии механизированного натяжения высокопрочных бол-
тов гидравлическими динамометрическими ключами в мостовых конструкциях.
(Вып. в 1984 г. к разделам СНиП Ш-18-75, ВСН 163-69 и ВСН 144-76).
7.	ВСН 144-76. Инструкция по проектированию соединений на высокопрочных
болтах в стальных конструкциях мостов. Пп. 3.7-3.9.
8.	Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81*). - М., 1989.
9.	Вейнблат Б.В. Высокопрочные болты в конструкциях мостов. - М.: Транспорт,
1971.
10.	Eurocode 3 ENV 1993-2 Design of Steel Structure - Part 2: Steel Bridges Chapter 6.
И.Богданов T.M. Высокопрочные болты для соединения элементов стальных конст-
рукций. НИИмостов при ЛИИЖТе, сообщение №58. - М.: Трансжелдориздат, 1959.
8.5.2.	ХАРАКТЕРИСТИКИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ
Высокопрочные болты по своему внешнему виду отличаются от обычных, до
М27 включительно, увеличенными размерами головок болтов, гаек и шайб (рис. 8.5.1).
Рис. 8.5.1
Их геометрические параметры и меха-
нические характеристики нормируются в сле-
дующих ГОСТ:
ГОСТ 22353. Болты высокопрочные класса
точности В. Конструкция и размеры;
ГОСТ 22354. Гайки высокопрочные класса
точности В. Конструкция и размеры;
ГОСТ 22355. Шайбы класса точности С к вы-
сокопрочным болтам. Конструкция и
размеры;
ГОСТ 22356. Болты и гайки высокопрочные и
шайбы. Общие технические условия.
В табл. 8.5.1 приведены основные раз-
меры (мм) болтов, гаек и шайб. Обозначения в таблице соответствуют приведенным на
Таблица 8.5.1
рис. 8.5.1
Размеры, мм									
d	D	$	К	/	b	Г	т	d2	5
16	29,9	27	12	45-300	38	1,5-2,0	15	37	4
20	33,3	32	14	55-300	46	1,5-2,0	18	44	4
22	39,6	36	15	60-300	50	2-2,5	19	50	6
24	45,2	41	17	65-300	54	2-2,5	22	56	6
27	50,9	46	19	70-300	60	2-2,5	24	66	6
30	50,9	46	19	75-300	66	3,0-4,0	24	66	6
36	60,8	55	23	90-300	78	3,0-4,0	29	78	6
42	72,1	65	26	105-300	90	3,0-4,0	34	90	8
48	83,4	75	30	120-300	102	4,0-5,0	38	100	8
Высокопрочные болты и гайки изготавливаются из легированной конструкцион-
ной стали, которая после термической обработки должна иметь минимальное времен-
ное сопротивление Rm не менее 11000 кг/см2.
318
8. Соединения
Термообработка заключается в закалке и отпуске:
1)	закалка - нагрев изготовленных болтов и гаек до температуры 860°С; выдержки 
при этой температуре 65 мин; охлаждение их в масле;
2)	отпуск - нагрев до температуры 400...500 °C (в зависимости от содержания
лерода); выдержка при этой температуре 75 мин; охлаждение в масле или в воде.
Как правило, для мостов применяются болты из стали марки 40Х “селект” по
ГОСТ 4543-71 с временным сопротивлением Run =11000-13500 кг/см2 и относительным
удлинением не менее 8%. Сталь 40Х «селект» является сталью 40Х с суженным
пределом углерода 0.37-0.42 вместо 0.36-0.44; для гаек (железнодорожных и автодо-
рожных мостов северного исполнения) - сталь марки 40Х по ГОСТ 4543. Для гаек про-
чих мостов может быть использована сталь марки 35, 40 ГОСТ 1050 и 35Х по ГОСТ
4543; для шайб - сталь марок Ст5сп2, Ст5пс2, Ст5Гпс2 по ГОСТ 380 и сталь марок 35
и 40 поГОСТ 1050.
8.5.3.	НАЧАЛЬНОЕ НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВЫСОКОПРОЧНОГО БОЛТА
Высокопрочный болт в соединении должен быть растянут на контролируемое
усилие при закручивании. При этом стержень болта не только растянут и скручен, т.е.
в стержне между головкой и гайкой возникают нормальные растягивающие ст и
(8.5.1)
касательные т напряжения.
Величина нормальных растягивающих напряжений ст при натяжении болта на
усилие Р может быть найдена по формуле
Р 4Р
<Т = — =---5- .
А
Касательные напряжения т возникают за счет крутящего момента Мкр, который
вызывает скручивание стержня болта на длине между гайкой и головкой болта:
Мкп 16Л/,
т = —=-------£	(8.5.2)
где dnl - диаметр ослабленного сечения болта.
Приведенные напряжения в стержне болта (по четвертой теории прочности,
упрощенно для плоского напряженного состояния) выражаются зависимостью
ар =	+3т2 .	(8.5.3)
Момент, равный силе трения опорной
поверхности гейки (или головки) по шайбе = МТ = N f2rc
(Мт = 40%)
Момент, равный силе трения
по резьбе гайки и болта = Мр = N f,r„
(МР = 50%)
Момент, создающий натяжение болта
при полном отсутствии трения - Мн = N г tga
(М„=1О%)
Рис. 8.5.2. Составляющие момента при закручиванию
8. Соединения

Величина приведенных максимальных напряжений ограничена пределом
текучести материала болта, что для термообработанных болтов из стали 40Х «селект»,
составляет примерно 90% временного сопротивления, равного 11000 кг/см2.
^ах<а,.	(8.5.4)
При натяжении болта, к его гайке или головке следует приложить
закручивающий момент М, который можно представить как сумму трех моментов:
М = МН +МР +МТ,	(8.5.5)
где Мн - реактивный момент, который возникает при растяжении болта и составляет
при отсутствии трения и деформаций в резьбе
MH=Prtga,	(8.5.6)
Р - усилие растяжения болта;
г - средний радиус резьбы (плечо действия силы);
а - угол подъема резьбы.
Работа момента Мн равна работе деформации болта при растяжении.
Мр - реактивный момент по преодолении сил трения по резьбе гайки и болта выража-
ется следующей зависимостью
MP=Pfr,	(8.5.7)
/ - коэффициент трения по поверхности резьбы;
Мт - реактивный момент по преодолению сил трения под опорной поверхностью гай-
ки (или головки) при ее движении по шайбе:
MT=P-f2-ro,	(8.5.8)
г0 - средний радиус опорной поверхности гайки (или головки);
/2- коэффициент трения по контакту опорных поверхностей гайки (или головки) и
шайбы.
Величины реактивных моментов можно оценить только в результате экспери-
ментов1’.
Момент, вызывающий скручивание стержня болта на длине между гайкой и
головкой, составляет
Мкр=Мн+МР.	(8.5.9)
11	По данным опытов [11] распределение указанных моментов при закручивании
высокопрочного болта М22 со смазанной резьбой на усилие 20 тс составили:
Величина крутящего момента (т.е. усилия при закручивании болта)
М = Мн+Мр+Мт = 8 + 40.5 + 31.5 = 80 кгс м, или 10% + 50% +40% = 100%.
Величина крутящего момента на длине между гайкой и головкой составляет
Мкр = Мн+МР= 8 +40.5 = 48.5 кгс-м или 10% +50% = 60%.
Из вышеприведенных процентных распределений уровни касательных и нормальных на-
пряжений для болта М22 составят: т = 3700 кгс/см2 и <т= 7300 кгс/см2. Приведенные напряже-
ния при этом: (Ур = 9700 кгс/см2, т.е. в 1.33 раза больше нормальных напряжений.
21	Следует обратить особое внимание на то, что усилие на преодоление трения под гайкой или
под головкой Мт составляет 40% общего крутящего момента. Часто на монтаже не обращают
внимание на чистоту поверхностей гайки и шайбы.
8.5.4. СПОСОБЫ ОБРАБОТКИ КОНТАКТНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Сила трения по контактным поверхностям зависит от усилия обжатия сдвигае-
мых поверхностей, их количества и коэффициента трения. Для необработанной повер-
хности стального проката, при контакте стали по стали, коэффициент трения ц равен
320
8. Соединения
0.25-0.3. Его величина зависит от степени коррозии металла, от наличия окалины, ше-
роховатости, влажности поверхности и т.п. Повысить коэффициент трения по конт-
актным поверхностям - это значит повысить несущую способность соединения. В
настоящее время применяются следующие способы обработки поверхности, направ-
ленные на повышения коэффициента трения.
8.5.4.1.	ПЕСКОСТРУЙНАЯ ИЛИ ДРОБЕСТРУЙНАЯ ОБРАБОТКА
Пескоструйная или дробеструйная обработка поверхности позволяют повысить
коэффициент трения почти в 2 раза - д=0,58. Наиболее распространенным способом
является пескоструйная обработка. При пескоструйной обработке прокатная окалина и
ржавчина должны быть полностью удалены с образованием однородной матовой по-
верхности металла светло-серого цвета. Пескоструйная обработка заключается в
очистке поверхности струей песка, вылетающего из сопла с большой скоростью. Пе-
сок, увлеченный сжатым воздухом под давлением 0,4—0,5 МПа, бомбардирует поверх-
ность стали и разрушает ее поверхностный слой, удаляя продукты коррозии и окалину.
Для пескоструйной обработки требуется сухой (влажность менее 2%) кварцевый
песок с превалирующей фракцией 0,6-2 мм. Для дробеструйной обработки вместо
песка используют стальную дробь 0.8-1.2 мм. Дробеструйная обработка более
производительна, чем пескоструйная. Иногда для повышения производительности
пескоструйной обработки вместе с песком в бункер пескоструйного аппарата загружа-
ют стальную дробь.
Недостатки пескоструйной очистки.
Пескоструйная очистка вредна для здоровья. В последнее время для пескоструй-
ных работ применяют специальные скафандры, под шлем которых подается воздух,
что несколько облегчает труд. При пескоструйной очистке расход песка составляет бо-
лее 50 кг/м2 поверхности. Уборка песка занимает много времени, особенно внутри ко-
робок пролетных строений. Пескоструйная очистка - трудоемкий процесс. Как прави-
ло, около 10% численного состава работающих на монтаже металлоконструкций моста
связаны пескоструйной очисткой. Установка и натяжение высокопрочных болтов
должны быть произведены до того, как очищенная поверхность снова покроется сло-
ем коррозии. Этот срок не должен превысить 3 суток при обычной влажности. При
пескоструйной очистке удаляется заводской грунт с поверхности конструкции, и перед
покраской возникнет потребность повторно пескоструить накладку и зону вокруг нее
для восстановления грунта.
Дробеструйная очистка может быть применена только там, где может быть обо-
рачиваемость дроби, т.е. в заводских условиях или на горизонтальных поверхностях.
Во всех остальных случаях ее применять нерационально.
8.S.4.2.	ОЧИСТКА МЕХАНИЧЕСКИМИ СТАЛЬНЫМИ ЩЕТКАМИ
Очистка механическими стальными щетками заключается в удалении с
поверхности металла отслоившейся окалины, коррозии и грязи. Поверхность перед
очисткой щетками должна быть обезжирена. После такой очистки коэффициент
[рения не высок - д=0,35. Срок постановки и натяжения высокопрочных болтов до
10 суток.
8.5.4.3.	ГАЗОПЛАМЕННАЯ ОЧИСТКА
Газопламенная очистка позволяет повысить коэффициент трения д до 0.42.
Газопламенная очистка поверхностей состоит в их обработке кислородно-ацетилено-
8. Соединения
321
11 -3-941
вым пламенем с последующим удалением продуктов горения. Применение ацетилена
вместо пропана вызвано тем, что температура пламени должна быть существенно вы-
ше. При этом давление кислорода должно составлять 0,5-0,6 МПа, а ацетилена 0,04-
0,05 МПа. Горелка с многими соплами перемещается над поверхностью металла со
скоростью 1 м/мин. За счет высокой температуры сгорают продукты коррозии, отслаи-
вается окалина. Продукты сгорания удаляют вначале металлическими щетками без до-
ведения до металлического блеска, а затем волосяными синтетическими щетками.
Газопламенная очистка реально не может быть применена в замкнутых прост-
ранствах и на малых поверхностях, поэтому при монтаже металлоконструкций мостов
в настоящее время практически не используется.
8.5.4.4.	ДРОБЕМЕТНАЯ ОБРАБОТКА
Дробеметная обработка, в отличие от дробеструйной, заключается в том, что
стальная дробь вылетает из вращающегося барабана и бомбардирует очищаемую по-
верхность. При этом поверхностный слой упрочняется за счет наклепа и коэффициент
трения мало повышается, д =0,38. Если же после такой обработки поверхность метал-
ла в зоне вокруг отверстия нагреть до температуры 250-300 °C, то происходит сущест-
венное повышения коэффициента трения - д = 0,61. Дробеметная обработка возмож-
на только в заводских условиях.
8.5.4.5.	КЛЕЕФРИКЦИОННЫЕ ПОКРЫТИЯ
Клеефрикционные покрытия создают на поверхности металла слой, напоминаю-
щий наждачную шкурку. Для этого на очищенную поверхность металла наносят эпок-
сидный клей и внедряют в него очень твердый порошковый абразивный материал -
карбид кремния (карборунд). Клей защищает контактную поверхность от коррозии и
удерживает выступающие над слоем клея зерна карборунда. Такое покрытие обеспечи-
вает высокий и стабильный коэффициент трения, д =0,50. В отличие от вышеописан-
ных способов клеефрикционное покрытия можно наносить только на одну из контакт-
ных поверхностей. Вторая поверхность может быть очищена стальными щетками или
покрыта фрикционным заводским грунтом. Покрытие наносят на малогабаритные де-
тали (накладки, фасонки, уголки и т.п.).
Этот метод1’ наиболее предпочтителен из вышеописанных. Его преимущество
заключается в том, что покрытие может быть выполнено в заводских условиях и на
строительную площадку придут уже готовые к монтажу конструкции. Подготовлен-
ные накладки могут сохранятся как угодно долго. Накладки могут быть защищены от
коррозии заводским i-рунтом с одной стороны и покрыты клеефрикционным покрыти-
ем с другой. Поверхность конструкций в зонах постановки высокопрочных болтов мо-
жет быть покрыта фрикционным грунтом. Это дает возможность перед покраской по-
вторно не очищать (пескоструить) зоны соединений на высокопрочных болтах, так как
заводской грунт не нарушен.
’’ Впервые в бывшем СССР клеефрикционные соединения были применены на Московском
мосту через Днепр в Киеве в 1976 г. Они разработаны Киевской научно-исследовательской
лабораторией ЦНИИСа. Позже в 1981 г. они были применены на Вантовом мосту через Дауга-
ву в Риге и в 1990 г. на Южном мосту через Днепр в Киеве. На Южном мосту в качестве экс-
перимента впервые были применены на части конструкций соединения с нанесенным
заводским фрикционным грунтом. Суть заключалась в том, что на заводе при окраске кон-
струкций в грунт был введен абразивный материал, который существенно повысил коэффици-
енты трения контактных поверхностей.
322
8. Соединения
В чертежах КМ следует указывать способ обработки поверхности. Если таких
указаний нет, то обработка должна быть пескоструйной.
8.5.4.6.	ПРОЧИЕ ПОКРЫТИЯ КОНТАКТНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Металлизация поверхности или покрытие цинкосодержащими грунтами стано-
вится обычным явлением при заводском изготовлении элементов пролетных строений
мостов за рубежом, поскольку такое покрытие приводит к существенной экономии
трудозатрат на монтаже. Нормативная база для проектирования такого покрытия в оте-
чественных нормах не разработана.
В Eurocode приведены следующие коэффициенты трения и классификация
контактных поверхностей.
д =0.50 для класса А:
-	поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с удаленной
окалиной и ржавчиной без выщерблений;
-	поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с последующей
металлизацией (распылением) алюминия;
-	поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с последующей
металлизацией покрытия на базе цинка с обеспечением коэффициента трения не
ниже 0.5;
д =0.40 для класса В:
-	поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки, с последующим
окрашиванием цинкосодержащим грунтом с толщиной покрытия 50-80 мкм;
д =0.30 для класса D:
-	поверхности после очистки проволочной щеткой или после газопламенной очистки
с удаленной окалиной и ржавчиной;
д =0.20 для класса С:
-	поверхности без подготовки.
Примечание: Для гальванизированной поверхности класс определяется в зависимости от дли-
тельности нагружения: при длительном нагружении следует принимать класс D; при кратко-
временном - может быть принят на класс выше.
В Британском Стандарте BS 5400 : Part 3 : 1982 регламентированы следующие
коэффициенты трения при соответствующих обработках поверхности:
(а)	д =0.45 поверхность чистая от прокатной окалины и отслаивающейся ржавчины;
(Ь)	д =0.50 поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с уда-
ленной окалиной и ржавчиной без выщерблений;
(с)	д =0.50 поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с по-
следующей металлизацией (распылением) алюминия;
(d)	д =0.40 поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с по-
следующей металлизацией (распылением) цинка;
(е)	д=0.35 поверхности после пескоструйной или дробеструйной обработки с
последующим окрашиванием цинкосодержащим силикатным грунтом;
(f)	д =0.25 поверхности, окрашенные другим грунтом.
8. Соединения

21*
8.5.5 РАСЧЕТЫ ФРИКЦИОННЫХ СОЕДИНЕНИЙ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
Предельное состояние соединения на высокопрочных болтах по прочности ха-
рактеризуется началом сдвига обжатых плоскостей. Соединение на высокопрочных
болтах в статических расчетах рассматривается как неподвижное, и поэтому может со-
четаться со сваркой.
Расчеты соединений на высокопрочных болтах следует производить в соответ-
ствии с пп. 4.100 - 4.101. СНиП 2.05.03-84*.
8.5.5.1. ПРЕДЕЛЬНОЕ УСИЛИЕ ТРЕНИЯ ОДНОГО БОЛТО-КОНТАКТА
Рис. 8.3.3
Расчетное сдвигающее усилие
Qbh, которое может быть воспринято
каждой поверхностью трения соединя-
емых элементов, стянутых одним вы-
сокопрочным болтом (одним болто-
контактом), рис. 9.3.2, следует опреде-
лять по формуле
Q = —
i bh
где Р - усилие натяжения высокопрочного болта;
д - коэффициент трения, принимаемый по табл. 57 [2];
коэффициент надежности, принимаемый по табл. 83 [2].
Если сдвигающая сила £?>Р д, то произойдет подвижка соединения. В преде-
льном состоянии высокопрочные болты начнут работать на срез (см. гл. 8.6. Фрик-
ционно-срезные соединения на высокопрочных болтах). Ясно, что несущая способ-
ность соединения тем больше, чем больше усилие натяжения высокопрочного болта и
чем больше коэффициент трения. Усилие натяжения высокопрочного болта можно
увеличить за счет повышения прочности материала болтов, за счет увеличения сечения
болтов или их количества. Способы увеличения коэффициентов трения приведены в
п.8.5.4.
Усилие натяжения высокопрочного болта Р следует находить по формуле
Р=^Л	(227) [2]
где Rbh - расчетное сопротивление высокопрочного болта растяжению, определяемое
по формуле Rbh - 0-7
Аы, - площадь сечения высокопрочного болта нетто, определяемая по прил. 1
ГОСТ 22356-77;
Rhun ~ наименьшее временное сопротивление высокопрочных болтов разрыву по ГОСТ
22356-77. Rhun = 11000 кг/см2 для болтов М16-М27 мм из стали марки 40Х
"селект” по ГОСТ 4543-71.
тм - коэффициент условий работы для высокопрочных болтов при контроле их натя-
жения по величине крутящего момента равен 0,95.
На основании вышеприведенных формул составлена табл. 8.5.2, в которой в за-
висимости от обработки контактных поверхностей и количества болтов в соединении
приведены предельные усилия сдвига болтоконтактов для болтов диаметров от Ml 6 до
М27 (при их натяжении по крутящему моменту).
324
8. Соединения
8.5.5.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЧИСЛА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ
4.101. Число п высокопрочных болтов в соединении при действии продольной
силы N, проходящей через центр тяжести сечения, следует определять по формуле
дг
и>--^-----,	(228) [2]
твы,п,
где п - число ВПБ в соединении;
N - внешнее усилие, проходящее через цент тяжести сечения;
т - коэффициенты условий работы по табл.60 [2];
Qbh - расчетное усилие на один болтоконтакт, определяемое по формуле (226) [2];
ns - число болтоконтактов.
Таблица 8.5.2
Диаметр высокопрочного болта, мм		16	18	20	22	24		27 I
Расчетная площадь болта по сечению нетто, Abh, см2		1.57	1.92	2.45	3.03	3.52		4.59
Расчетное сопротивление (сталь 40Х"селекг") Rbh кг/см2		7700						
Коэффициент условий работы		0.95						
Усилие натяжения болта Р, тс		11.48	14.04	17.92	22.16	25.75		33.58
Обработка стальными щетками							р =0.35	
Число болтов в соединении	Yu,	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	2.514	1.60	1.96	2.50	3.09	3.58		4.67
5-19	1.848	2.18	2.66	3.39	4.20	4.88		6.36
более 19	1.411	2.85	3.48	4.45	5.50	6.39		8.33
Обработка газопламенным способом							р =0.42	
Число болтов в соединении	Ум	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	1.956	2.47	3.02	3.85	4.76	5.53		7.21
5-19	1.576	3.06	3.74	4.78	5.91	6.86		8.95
более 19	1.291	3.74	4.57	5.83	7.21	8.38		10.92
Обработка дробеметным способом							р =0.38	
Число болтов в соединении	Ум	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	1.441	3.03	3.70	4.73	5.84	6.79		8.85
5-19	1.321	3.30	4.04	5.16	6.38	7.41		9.66
более 19	1.208	3.61	4.42	5.64	6.97	8.10		10.56
Обработка пескоструйным или дробеструйным способом							р =0.58	
Число болтов в соединении	Ум	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	1.568	4.25	5.20	6.63	8.20	9.52		12.42
5-19	1.362	4.89	5.98	7.63	9.44	10.96		14.30
более 19	1.184	5.63	6.88	8.78	10.86	12.61		16.45
Обработка дробеструйным способом с нанесением клеефрикционного покрытия							р =0.50	
Число болтов в соединении	Гм	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	1.250	4.59	5.62	7.17	8.87	10.30		13.43
5-19	1.157	4.96	6.07	7.74	9.58	11.13		14.51
более 19	1.068	5.38	6.58	8.39	10.38	12.05		15.72
Обработка дробеметным способом с последующим нагревом контакта до 250-300 °C							Р =061	
Число болтов в соединении	Ум	Усилие, воспринятое одним болтоконтактом, тс						
2-4	1.396	5.02	6.14	7.83	9.69	11.25		14 67
5-19	1.290	5.43	6.64	8.47	10.48	12.18		15 88
более 19	1.189	5.89	7.21	9.19	11.37	13.21		17.23
8. Соединения

При действии в плоскости соединения изгибающего момента или продольной
силы с изгибающим моментом, усилие, приходящееся на высокопрочный болт, следу-
ет определять в соответствии с уровнем напряжений, действующих в соединяемых
элементах в месте постановки болта.
Высокопрочные болты во фрикционных соединениях практически не меняют
своего напряженного состояния в процессе эксплуатации, которое было создано на
стадии натяжения. В болте происходит лишь незначительное (около 5%) падение рас-
тягивающих напряжений за счет релаксации напряжений. Поэтому во фрикционных
соединениях высокопрочные болты на выносливость не рассчитывают.
При работе высокопрочного болта во фланцевом соединении, при котором в
процессе эксплуатации в нем могут возникать дополнительные растягивающие напря-
жения, первоначальное усилие натяжения может снизиться более существенно за счет
смятия в резьбе и под шайбой. Кроме того, болт следует рассчитывать на выносли-
вость.
8.5.6.	РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ СТЫКА, НАКЛАДОК И ФАСОНОК
Расчет прочности стыковых накладок растянутых элементов ферм и поясов
сплошных балок следует выполнять с введением для накладок коэффициента условий
работ щ=0.9.
8.5.6.1.	РАСЧЕТ НА ВЫРЫВ ФАСОНКИ ПО СЕЧЕНИЮ НЕТТО
Листы узловых фасонок следует проверять на прочность прикрепления
растянутых и сжатых элементов по контуру, соединяющему центры отверстий
периферийных болтов прикрепления указанных элементов, по формуле
# < 0.675 • t- Ry- т • Д0.212а,. +1) • ,
(231)	[2]
где N - продольное усилие в элементе;
t - толщина узловой фасонки;
т - коэффициент условий работ по таблице 60 [2];
/, - длина /-го участка проверяемого контура узловой фасонки между болтами
нетто;
а, - угол между направлением /-го участка проверяемого контура и осью элемента
0<а, < —,рад.
При нормальном расположении проверяемого сечения фасонки а, =у с суммар-
ной длиной участков, равной / формула (231) будет иметь вид < 0.9r l-Rym.
8.S.6.2.	РАСЧЕТ СЕЧЕНИЙ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ И НАКЛАДОК ПО СЕЧЕНИЮ
НЕТТО
Прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями под высокопроч-
ные болты во фрикционных соединениях, проверяют в предположении, что 50% уси-
лия, приходящегося иа каждый болт в рассматриваемом сечении, уже передано силой
трения:
326
& Соединения
дг(	п,
— 1-0.5 —
АЛ	п
<Rym,	(67) [8]
где N - расчетное усилие в элементе;
Д,- расчетная площадь сечения элемента нетто;
иу - число рабочих болтоконтактов в проверяемом сечении;
п - число всех болтоконтактов в соединении, равное числу болтов, умноженному
на число поверхностей трения;
R - расчетное сопротивление стали текучести;
т - коэффициент условий работы по таблице 60 [2].
8.5.7.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФРИКЦИОННЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Отверстия под высокопрочные болты должны быть образованы сверлением. Их
диаметр должен быть больше диаметра болтов на 3-6 мм. Поскольку соединение на
высокопрочных болтах считается неподатливым, то увеличение диаметров отверстий
не снизит несущей способности соединений по трению; заметного ослабления сечения
стыкуемых элементов также не произойдет.
Таблица 88 [2]
Группа соединений	Диамет]		?ы, мм	
Диаметры болтов, мм	18	22	24	27
Стыки и прикрепления основных несущих элементов и связей, определяющих проектное положение	21	25	28	30
Прикрепления: связей не определяющих проектное по- ложение конструкций; стыковых накладок (рыбок) продольных балок; тормозных связей и горизонталь- ных диафрагм проезжей части	23	28	30	33
Номинальные диаметры отверстий под высокопрочные болты, рекомендуемые
СНиП, приведены в табл. 88 [2].
Соединения следует проектировать с возможно более компактным расположе-
нием высокопрочных болтов. В табл. 89 [2] приведены минимальные и максимальные
расстояний между болтами и от оси болтов до кромок деталей соединения.
Таблица 89 [2]
Характеристика расстояний	Норма
1	2
1) Расстояния между центрами болтов	
а) минимальное в любом направлении	2.5 d*
6) максимальное в любом направлении в крайних рядах при растяжении- сжа- тии: в листах - в уголках (при двух рядах норма относится к ряду у пера)	7 d или 16 t 160 мм
в) максимальное в средних рядах: поперек усилия при растяжении-сжатии - вдоль усилия при растяжении вдоль усилия при сжатии	24 / 24/ 16 t
8. Соединения
327
Окончание табл. 89 [2]
1	2
2) Расстояние от центра болта до края элемента	
а) минимальное вдоль усилия и по диагонали	1.5 d
б) минимальное поперек усилия: при кромках после механической обработки при кромках прокатных или после газовой резки методом «смыв- процесса» или с «кислородной завесой»	1.5 d 1.3 d
в) максимальное	7 d или 16 t
* - Для обычных болтов следует назначать 3.0 d	
В табл. 89 обозначены:
t - толщина наиболее тонкой детали, расположенной снаружи пакета;
d- номинальный диаметр болта.
В реальных условиях принимают следующие стандартные расстояния: между
болтами 80, 120 и 160 мм, если позволяет толщина наиболее тонкой детали; от оси
болта до кромок деталей 40 мм.
Число высокопрочных болтов в соединении должно быть не менее двух в при-
креплении связей главных ферм и проезжей части. Число рядов болтов по на-
правлению усилия должно быть не менее двух. Число рядов болтов вдоль усилия
должно быть минимальным. В двутавровых балках, работающих на изгиб, в стенках
допускается устройство только одного ряда болтов.
Полную длину болтов следует назначать из условия, чтобы верх гайки после на-
тяжения болта находился ниже границы фаски болта. Нужно стремиться к минималь-
ному количеству типоразмеров длин болтов.
8.5.8.	ПОСТАНОВКА И НАТЯЖЕНИЕ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ
Высокопрочные болты должны устанавливать в отверстия свободно от руки. Не
допускается забивать болты в отверстия. При установке высокопрочных болтов
следует применять монтажные пробки, как и при установке болтов без контроли-
руемого натяжения.
8.	5.8.1. НАТЯЖЕНИЕ ПО ВЕЛИЧИНЕ КРУТЯЩЕГО МОМЕНТА
Момент закручивания болта, прикладываемый к гайке (или к головке), для соз-
дания в нем растягивающего усилия У, исходя из вышеприведенных зависимостей
(8.5.5)-(8.5.8) составляет
^а + /1+Л^
M = Pd----------*- = Pdk,	(8.5.10)
tga + f +
где к ------------—.
2
Величина к, зависящая от геометрических параметров болта и гайки, а также от
коэффициентов трения по резьбе и опорной поверхности гайки (или головки) по
шайбе, называется коэффициентом закручивания. Коэффициенты закручивания опре-
деляют опытным путем исходя из известного крутящего момента М, приложенного к
гайке, и измеренного усилия в болте Р.
В формуле M = Pdk размерности величин следующие: Л/(кгс-м); Р (тс);
d (мм); к (безразмерная величина).
328
8. Соединения
Коэффициент закручивания к — определяющая характеристика высокопрочно-
го болта при его натяжении по крутящему моменту, которая должна указываться в за-
водском сертификате для каждой партии болтов. Он устанавливается опытным путем
при испытаниях партий болтов. Реальный разброс коэффициентов закручивания по
партиям болтов может быть значительным и составлять от 0,16 до 0,20 и поэтому для
ответственных узлов его нужно принимать по фактическим данным. В [3] введено не-
которое упрощение, при котором коэффициент закручивания может быть принят всег-
да равным 0,175. Значения усилий натяжения Р для болтов диаметром 22, 24 и 27 мм в
соответствии с [3] следует принимать соответственно равными 22.5 тс, 26.3 тс и 34.2
тс. Эти значения несколько отличаются от значений, регламентируемых в СНиП [2].
Если принять рекомендуемые значения коэффициентов закручивания и усилий
натяжения по [3], то величины крутящих моментов (кгсм) будут такими, как
приведены в табл. 8.5.3.
Таблица 8.5.3
Диаметр болтов, мм	Усилие натяжения, тс	Коэффициент к	Крутящий момент, кгсм
22	22,5	0,175	87
24	26,3	0,175	110
27	34,2	0,175	162
При натяжении по крутящему моменту допускается 20% перетяжка болтов.
Недотяжка болтов не допускается!
8.	5.8.2. НАТЯЖЕНИЕ БОЛТОВ ПО УГЛУ ПОВОРОТА ГАЙКИ
Натяжение болта может быть выполнено с достаточной точностью за счет
контроля угла поворота гайки независимо от состояния резьбы. Технология натяжения
болтов сводится к следующему.
1.	Натяжение установленных болтов до упора от руки ручными ключами.
Предпочтительнее выполнять натяжение пневмогайковертами до начала работы в
ударном режиме.
2.	Поворот гайки на 1/2 или 2/3 оборота (180° или 270°). При натяжении допускается
отклонение угла поворота гайки на ± 30°.
В СНиП 3.03-01-87 регламентируется следующий порядок натяжения болтов по
углу поворота:
-	затянуть вручную все болты в соедине-
нии до отказа монтажным ключом с
длиной рукоятки 0.3 м;
-	повернуть гайки болтов на угол
180 ±30°;
Указанный метод применим для бол-
тов диаметром 24 мм при толщине пакета
до 140 мм и числе деталей в пакете до 7.
Упругие деформации болта при на-
кручивании гайки играют не основную
роль. При повороте гайки протекает обжа-
тие пакета и пластические деформации в
резьбе. Поэтому, зависимость усилия натя-
жения болта от величины угла поворота
8. Соединения
329
гайки нелинейна. Например, относительное удлинение болта Д, для возникновения в
нем требуемых напряжений 770 МПа составляет
д 720_.- = 0.0037.
L Е 206000
Для болта с расстоянием между гайкой и головкой 100 мм перемещение
составляет величину	= 0.0037* 100 = 0.37 мм. В то же время при повороте гайки на
180° движение гайки М24 по резьбе должно составить 1.5 мм.
График изменения усилия в болте в зависимости от числа оборотов показан на
рис.8.5.4, для болтов А325 и А490 диаметром 7/8" (около 22 мм). Разрушение болта
наступает после 2-3 оборотов гайки.
8.5.9.	ОБРАБОТКА МЕТИЗОВ НА ПЛОЩАДКЕ, ГЕРМЕТИЗАЦИЯ И ОКРАСКА
Высокопрочные болты, гайки и шайбы поступают с заводов на строительную
площадку в ящиках в консервирующей смазке. На резьбе болтов и гаек присутствует
отслоившаяся окалина и крупинки песка. Устанавливать такие метизы в соединения
нельзя, так как их коэффициент закручивания непредсказуем. Для приведения
коэффициентов закручивания метизов в соответствие с нормативными значениями
выполняют следующие операции.
1.	Удаление заводской смазки при помощи кипячения метизов в слабом щелочном
растворе. Болты в решетчатой таре опускают в кипящую воду с добавлением по 1-
2,5% каустической соды + кальцинированной соды + тринатрийфосфата + жидкого
стекла, и кипятят в течение 30-60 минут. После кипячения болты должны быть
промыты в чистой горячей воде и высушены.
2.	Прокручивание гаек по резьбе (туда и обратно) для удаления отслаивающейся ока-
лины. Продувка болтов сжатым воздухом.
3.	Комплектация болта. Болты комплектуются вручную двумя шайбами и гайкой, на-
винченной на несколько витков на болт.
4.	Смазка болта. В чистый не этилированный бензин следует добавить 5% масла типа
автол. Болты в решетчатой стальной таре окунуть в подготовленный раствор, а затем
высушить. На поверхности метизов останется равномерный тонкий слой смазки.
5.	Хранение подготовленных метизов. Подготовленные метизы должны храниться в
сухой закрываемой таре под навесом или в помещении. Для этого лучше использо-
вать деревянные закрываемые ящики. При загрузке подготовленных метизов в
ящик следует зафиксировать дату подготовки на самом ящике и в «Журнале подго-
товки метизов», например, по форме табл. 8.5.4. Хранить подготовленные болты
более I месяца нельзя из-за высыхания смазки и запыливания резьбы. Просрочен-
ные болты следует повторно смазать окунанием в раствор бензина с маслом.
6.	Подача болтов на монтаж. К месту постановки высокопрочные метизы должны
быть доставлены в закрываемой таре (обычно ведра с крышками) для защиты от
попадания пыли и влаги. Укомплектованные шайбами и гайками болты на месте
монтажа необходимо только по мере надобности извлекать из тары.
Таблица 8.5.4
330
8. Соединения
Непосредственно после установки и натяжения высокопрочных болтов в соеди-
нении, головки и гайки болтов, а также контур накладок должны быть покрыты герме-
тизирующим составом, который бы предотвращал воздухообмен на контактных по-
верхностях. Из опыта эксплуатации заклепочных соединений было замечено, что при
зазоре между соединяемыми телами 0,3 мм и менее, коррозия соединения не происхо-
дит при соответствующей дальнейшей покраске. Это же требование по предельному
зазору было перенесено на соединения на высокопрочных болтах. Щуп толщиной
0,3 мм не должен проникать под контур накладки, стянутой высокопрочными болтами,
более чем на 10 мм, но и при этом предусматривается обязательная герметизация
накладки по контуру. Зазор между соединяемыми телами должен быть также загерме-
тизирован. Ранее зазор заполняли пастообразным составом свинцового сурика на
натуральной олифе с порошком мела, а в настоящее время для этого существует
широкий выбор силиконовых герметиков. При покрытии грунтом выступающих час-
тей болтов могут возникнуть проблемы. Так, при подготовке обычных (не металлизи-
рованных) высокопрочных болтов к натяжению для стабилизации коэффициента
закручивания, они были покрыты тонким слоем смазки путем окунания в бензин с 5%-
ным содержанием масла. Нанесенная таким образом тонкая жировая пленка не
позволяет надежно покрыть болт грунтом и краской. Промывка в уайтспирите также
не дает желаемых результатов и для полного удаления жира приходится пескоструить
выступающие части болтов.
При использовании кадмированных или оцинкованных высокопрочных болтов
нет необходимости выполнять вышеперечисленные трудоемкие операции по стабили-
зации коэффициента закручивания. Срок хранение болтов практически не ограничен.
Окраска болта также упрощается. Коэффициенты закручивания болтов с покрытием
следует принимать только по сертификатам завода изготовителя. Если сопоставить
затраты, которые несет строительная организация по подготовке болтов на монтаже, то
будет оправданным применение покрытых (металлизированных) болтов даже при
существенно большей отпускной цене.
8.5.10.	КОНТРОЛЬ ОСНОВНЫХ ЭТАПОВ РАБОТ
При приемке смонтированных конструкций с фрикционными соединениями
строительная организация должна представить следующую документацию.
1.	«Журнал подготовки метизов». Форма этого журнала может существенно отлича-
ться от приведенной в табл. 8.5.4. Но при этом не следует обезличивать болты раз-
ных партий, так как их коэффициенты закручивания могут существенно отличаться
и нужно знать сроки подготовки каждой из партий.
2.	«Журнал контроля качества подготовки контактных поверхностей». Форма
журнала будет зависеть от вида подготовки поверхностей.
8. Соединения
ЗЯ
3.	«Журнал контрольной тарировки динамометрических ключей». Форма журнала
должна зависеть от типа применяемых ключей. При применении ручных динамо-
метрических ключей в журнале должны быть указаны болты и КЗ (номер ящика),
для которых выполняется тарировка ключа. Тарировать ключ следует в начале и в
конце смены. Если при повторной тарировке обнаружится расхождение в показани-
ях индикатора в большую сторону на 10% и в меньшую на 20%, то все болты, кото-
рые натягивались в течение смены, следует перетянуть.
4.	«Журнал постановки высокопрочных болтов». В журнале нужно указать номер
ящика, из которого были взяты болты и разброс показаний по индикатору ключа
при их натяжении. Указать дату постановки болтов, дату их натяжения проектным
усилием и дату герметизации.
При проведении работ по натяжению болтов на контролируемое усилие, каждый
натянутый болт следует сразу пометить белой или желтой краской для того, чтобы не
спутать натянутые болты с ненатянутыми.
Сертификаты завода-изготовителя на высокопрочные метизы, а именно:
- сертификаты по химическому составу стали высокопрочных болтов, гаек и
шайб;
данные механических испытаний высокопрочных болтов, гаек и шайб;
коэффициенты закручивания болтов и гаек.
Формы журналов могут существенно отличаться при различных условий монта-
жа, проектных требований, типов болтов и ключей, но при этом в них должны быть от-
мечены основные операции, которые смогут повлиять на надежность соединений.
Выборочный контроль натяжения высокопрочных болтов в уже смонтирован-
ных соединениях должны производить техническая служба строительной организации
и заказчик, как правило по этапам выполнения работ, но не реже чем 1 раз в месяц и 1
раз на 100-200 т смонтированных конструкций. При числе болтов в соединении: до
4- контролируются все болты; от 5 до 9 - контролируются не менее 3; от 10 -
контролируются не менее 3 и не менее 10% болтов.
При проведении контроля возможно, что болт при усилии на 20%, превышаю-
щем нормативный крутящий момент, не подается. Это может быть связано с эффектом
«прикипания», когда трение покоя по резьбе простоявшего болта существенно возрас-
тает. После срыва болта при дальнейшем повороте ключа показания на индикаторе
падают. Если обнаружено, что при контроле болт перетянули, его нужно отпустить и
затянуть заново.
8.5.11.	ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ
Высокопрочные болты следует изготавливать на метизных заводах с использо-
ванием станков-автоматов. Сложность изготовления высокопрочных болтов и гаек за-
ключается в выборе правильного режима их термической обработки. Основной изгото-
витель металлоконструкций мостов в России и бывшем СССР Воронежский мостовой
завод сам изготавливал высокопрочные болты высокого качества. Схемы технологиче-
ских карт Воронежского мостового завода на изготовление высокопрочного болта и
гайки представлены в табл. 8.5.5 и 8.5.6, где диаметр болтов не указан, в то время как
технологические карты составляются отдельно для каждого диаметра.
На современных метизных заводах станки-автоматы накатывают резьбу на бол-
тах, а не нарезают, что облегчает процесс изготовления. Высокопрочные болты диа-
метров М22, М24 и М27 изготавливаются на Дружковском метизном заводе по ТУ-14-
4-1345-85. Механические свойства болтов соответствуют требованиям ГОСТ 22356-77.
332
8. Соединения
Таблица 8.5.5
Наименование
операции
и описание
2
Резка заготовки
на ножницах из
стали круг
d-hll ГОСТ 7417
40Х-Б-Т ГОСТ 1051
или пруток
d - Д-4-Т-40Х ГОСТ
14955
Эскиз
или
характеристика операции
3
R,12.5
Контролируемые
процессы
4
1.	Контроль качества стали
2.	Контроль диаметра
3.	Визуальный контроль
качества поверхности и
шероховатости
4.	Выборочный контроль
длины- 1%
Торцовка заготовки
на токарно-револьверном
станке
1. Контроль длины
Нагрев заготовки
со стороны, не имеющей
фаски до температуры
900-1150°С
L 1"С
I 900-Tf50°C
Длина waepegg]
1. Контроль нагрева заготовки
по цвету свечения металла:
красный
светло-красный
желтый
светло-желтый
830-900°С
900-1050°С
1050-1150°С
1150-1250°С
Штамповка головки
на прессе при помощи
штампа
Маркировка 1 на головке
исполнение:
В110У (обычное)
В110ХЛ (северное)
Маркировка 2 на головке
2 последние
номер плавки и номер
пачки
цифры
Термическая обработка
отжиг
Отжиг:
нагрев до 750-800“
выдержка в течение 1.5-2 ч
охлаждение до 200-300°С в колодце, а
затем на воздухе
6
Фрезеровка облоя
Фрезеровать облой
головки на вертикально-
сверлильном станке
7
Нарезка резьбы
на болторезном автомате
фрезеровка
	
	
8
Предварительная
приемка
1.	Контроль геометрии
головки в объеме 1 %
2.	Контроль длины болта
3.	Контроль диаметра болта
(увеличение диаметра до 0.25
мм на длине 20 мм от головки
не является браковочным
признаком)
1. Контроль температуры
2. Контроль времени
1. Визуальный контроль ка-
чества опорной поверхности
головки болта после фрезеро-
вания облоя.
2. Контролировать каждую
сотую деталь
1. Контроль геометрических
размеров и качества резьбы
2. Контролировать каждое 20-
е изделие
100% изделий заводской инспекцией по утвержденной методике с примене-
нием выборочного контроля.
Контроль внешнего вида, геометрических размеров и отклонений.
8. Соединения
333
Окончание табл. 8.5.5
1	2	з	1	4											
9	Термическая обработка закалка + отпуск. Контроль механических характеристик болтов при помощи: разрывной машины прибора для контроля твердости маятникового копра динамометрического прибора	Температура отпуска определяется на основании предварительных испыта- ний контрольных образцов для обеспечения показателей, приведенных в таблице механических свойств											
		Марка стали		Закалка (время нагрева 65 мин)					Отпуск (время нагрева 75 мин)				
				Нагрев °C		Среда охлаждения			Нагрев °C			Среда охлаждения	
		40Х селект		860		масло			400-500			Вода или масло	
		Таблица механических свойств болтов											
		Исполнение	Временное сопротивление, Ru кг/мм* 2 3		Твердость НВ		Относит, удлинение 8%	Относит, сужение, v%		Ударная вязкость KCU	Коэффициент закручивания		
			max	min	Не более		Не менее	Не менее		Не менее	max		min
		У	по	135	388		6	35		-	0.14		0.20
		ХЛ	110	135	363		8	40		5	0.14		0.20
10	Консервация	1.	Консервация консервационным маслом 2.	Температура масла 15-40°C 3.	Консервацию проводить погружением, из- быток масла должен стечь							Визуальный контроль качества консервационного покрытия болтов. Не покрытые места не допускаются				
11	Упаковка и маркировка тары	Упаковку производить в деревянные или в стальные ящики, выложенные внутри водостойкой бумагой. Масса брутто не должна превышать: 80 кг для деревянных ящиков; 3000 кг для стальных. Маркировку выполнять несмываемой краской. В маркировке указать: 1 - наименование завода; 2 - обозначение изделия; 3 - номер заводской партии; 4 - масса нетто											
12	Окончательная приемка	Окончательная приемка выполняется по специальной методике за счет вы- борочного контроля болтов из каждой партии. Приемке подлежат 100% из- делий. При приемке контролю подлежит внешний вид и механические ха- рактеристики болтов											
Таблица 8.5.6
иип -Bdauo <Ькон	Наименование операции и описание	Эскиз или характеристика операции	Контролируемые процессы
1	2	3	4
1	Резка заготовки длиной по 3 м шестигранник D - h 11 ГОСТ 8560 40Х-Б-Т ГОСТ 1051 марка стали может быть иной		1.	Контроль качества стали 2.	Контроль размеров 3.	Визуальный контроль ка- чества поверхности и шерохо- ватости
Точение заготовки
на токарном шести-
шпиндельиом
автомате.
Обработка кромок,
образование отверстия
1 .Контроль поверхности и
геометрических размеров
2. Контроль после каждых
100 шт. изделий
3. Диаметр отверстия под
резьбу проверять калибром
К...
334
8. Соединения
Окончание табл. 8.5.6
1	2	3						4			
3	Образование фаски на вертикально сверлильном станке		Г' ю Ыг /					1 .Контроль геометрических размеров фаски 2. Контроль после каждых 100 шт. изделий			
4	Нарезка резьбы на гайконарезном автомате			7Н				1 .Контроль геометрических размеров резьбы и качества 2. Контроль после каждых 100 шт. изделий			
5	Предварительная приемка	Предварительная приемка выполняется по специальной методике за счет выборочного контроля гаек. Приемке подлежат )00% изделий. При приемке контролю подлежит внешний вид, геометрические размеры н отклонения									
6	Термическая обработка Закалка + отпуск	Корректировку температурных режимов производить по результатам испыта- ний контрольных образцов для достижения следующих механических харак- теристик гаек									
		Вид исполнения	Твердость по Бринеллю НВ				Испытательная нагрузка, тс		Коэффициент закручивания		
			max		min				max		min
		У;ХЛ	241		341				0.14		0.20
		Т емпературные режимы									
		Марка стали	Закалка (время нагрева 65 мин.)					Отпуск (время нагрева 75 мин.)			
			нагрев °C			Среда охлаждения		нагрев °C		Среда охлаждения	
		35	860			вода		460-480		воздух	
		40	840			вода		460-480		воздух	
		35Х	860			масло		450-500		вода или масло	
		40Х	860			масло		450-500			
7	Консервация	1.	Консервация консервационным маслом 2.	Температура масла ) 5-40 °C 3.	Консервацию проводить погружением, избыток масла должен стечь						Визуальный контроль качест- ва консервационного покры- тия болтов. Незаконсервиро- ванные места не допускаются			
11	Упаковка и маркировка тары	Упаковку производить в деревянные или в стальные ящики, уложенные внут- ри водостойкой бумагой. Масса брутто не должна превышать: 80 кг для дере- вянных ящиков; 3000 кг для стальных. Маркировку выполнять несмываемой краской. В маркировке указать: 1 - наи- менование завода; 2 - обозначение изделия; 3 - номер заводской партии; 4 - масса нетто									
12	Окончательная приемка	Окончательная приемка выполняется по специальной методике за счет выборочного контроля гаек из каждой партии. Приемке подлежат 100% изделий. При приемке контролю подлежит внешний вид и механические характеристики гаек									
8.6.	ФРИКЦИОННО-СРЕЗНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Если сила трения по контактным поверхностям превышена, происходит подвижка
соединения и высокопрочные болты начинают работать на срез. При этом, сила трения по
контактным поверхностям несколько падает, но не исчезает полностью. Расчеты такого со-
единения основаны на использовании деформационных критериев предельного состояния.
8.6.1.	ЛИТЕРАТУРА
1.	ГОСТ 22353-77. ГОСТ 22356-77 Болты и гайки высокопрочные. Шайбы.
2.	СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы. Нормы проектирования.
3.	СНиП 11-23-81* Стальные конструкции. Нормы проектирования.
4.	Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81*). - М., 1989.
3l5
8. Соединения
8.6.2.	ПРОВЕРКА БОЛТА НА СРЕЗ
Расчетное усилие, которое может быть воспринято одним болтом при срезе во
фрикционно-срезных соединениях, определяется по формуле
Nb =Rt,smt,'A ns,
где Rbs - расчетное сопротивление высокопрочных болтов срезу (для болтов из стали
40Х «селект» Rbs = 0.4 Rbun = 440 МПа);
тЬ1- коэффициент надежности для высокопрочного болта, равный 0.9;
А - площадь болта, А =ж72 /4, d - диаметр стержня болта, в случае попадания
среза на резьбу, принимается равной площади нетто Ahn. Для метрической
резьбы площади Ah„ определены по прил. 1 [1];
и, - количество срезов болта.
Значения предельных усилий одного среза, воспринимаемого высокопрочными
болтами диаметров 16-27 мм из стали 40Х «селект», при коэффициенте надежности
= 0.9 сведены в табл. 8.6.1.
Таблица 8.6.1
Значение предельного усилия Nb, тс, при диаметре болтов, мм
Учет расчетной площади	16	18	20	22	24	27
При срезе по резьбе А = АЬп	6.22	7.60	9.70	12.00	13.94	18.18
При срезе по стержню А = nd1!4,	7.96	10.08	12.44	15.05	17.91	22.67
8.6.3. ПРОВЕРКА СОЕДИНЕНИЙ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ
8.6.3.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ УСИЛИЙ
Расчетом проверяются сминаемые элементы стыка, а сам высокопрочный болт
на срез и изгиб в этом расчете не проверяется. Проверку прочности по условию
предупреждения чрезмерных перемещений сдвига и деформаций смятия в соединении
выполняют исходя из условия
Т < Qb„ = mpQbh +l_.a.YpNb„,	(64) [4]
Т- сдвигающее усилие от расчетных нагрузок, приходящееся на один болт, который
обжимает пакет и одновременно работает на срез;
Qbn - расчетное усилие, воспринимаемое одним болтоконтактом при работе на трение и
срез;
Qbb- расчетное усилие, воспринимаемое каждой поверхностью трения соединяемых
элементов;
m - коэффициент, учитывающий уменьшение начального натяжения болтов после об-
щего сдвига в соединении, определяемый по таблице 48 [4].
Таблица 48
Расчетное сопротивление стали элементов, Rv МПа (кг/см2)	Значение коэффициента при нагрузке	
	динамической	статической
До 260 (2700)	0,90	0,90
Свыше 260 (2700)	0,85	0,80
336
8. Соединения
a - коэффициент использования нормативного сопротивления смятия при условии ог-
раниченной деформации смятия. Для соединений с предварительной выборкой
зазоров между болтом и отверстием а =1,0; без предварительной выборки а
принимается по табл. 49 [4];
у;, - коэффициент условий работы, учитывающий изменение разности диаметров от-
верстий и болтов, и неравномерность распределения усилия между болтами, при-
нимаемый по табл. 49 [4].
Таблица 49
Коэффициент	Нагрузка	Разность диаметров8, мм	Число болтов в соединении		
			1^1	5-9	10 +
а	Динамическая	1	1,00	1,00	1,00
		3	0,45	0,55	0,60
	Статическая	1	1,00	1,00	1,00
		3	0,60	0,65	0,70
	Любая	1	0,85	0,95	1,00
		3	0,75	0,90	1,00
Nb„ - нормативное усилие смятия сдвигаемых элементов для рассматриваемого среза
болта (болтоконтакта). Деформации смятия Др принимаются при этом следующими:
1 мм - для динамических нагружений; 1.5 мм - для статических нагружений,
^„определяется по табл. 50 [4] в зависимости от толщин и /2 соединяемых элемен-
тов. В односрезном соединении и /2 равны реальным толщинам стыкуемых элемен-
тов; в двухсрезном соединении - толщины накладок, а /2 - половина толщины сты-
куемого листа.
Таблица 50
1г, ММ	Нормативное усилие смятия Nbn, кН, для элементов из сталей									
	углеродистой					низколегированной				
	при толщине ^соединяемых элементов, мм, равной									
	5	10	15	20	25	5	10	15	20	25
5	40 57	50 61	54 62	55 63	55 63	48 95	60 80	64 86	65 89	66 90
10	50 61	75 98	85 ПО	90 118	90 118	60 80	86 115	103 125	ПО 133	112 137
15	54 63	85 ПО	95 126	100 140	100 140	64 86	103 125	115 145	120 158	125 168
20	55 63	89 114	98 133	ПО 152	ПО 152	65 89	ПО 133	120 158	135 175	138 180
25 и более	55 63	90 118	100 140	115 153	115 153	66 90	112 137	125 168	138 180	140 182
Примечание к таблице 50
1. Значения, указанные над чертой - при динамической (Др = 1мм), под чертой - при
статических (4р = 1.5 мм ) нагрузках.
2. При промежуточных значений 6 и г2, величину Nbn определяют линейной интерполяцией.
Следует отметить, что значения предельных усилий Nbn, которые приведены в
табл. 50, не зависят от диаметра болта. Способ обработки (очистки) контактных
8. Соединения

22 - 3-941
поверхностей принимается, как правило стальными щетками без консервации, когда
коэффициент трения д=0.35.
Если в конструкциях с фрикционно-срезными соединениями на высокопрочных
болтах с контролируемым натяжением, перемещения в стыках под нагрузкой не
ограничены, то в этом случае соединения можно рассчитывать на смятие как
соединение на обычных болтах (т.е. на болтах без контролируемого натяжения). Если
при этом предельное сдвигающее усилие Nbn получится больше, чем по табл. 50, то
его следует принимать.
8.6.3.2.	ОЦЕНКА ВЕЛИЧИНЫ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ
Оценка перемещений стыка на перераспределение усилий в статически неопре-
делимых системах может быть выполнена следующим образом. При оценке величины
перемещения стыка при его работе в предельном состоянии расчетную величину пере-
мещения (сдвига) допускается принимать по формулам:
для одноболтового соединения	= (5 + 0.5 • Др )• а ;
для соединения с числом болтов 10 и более Д, = 0.5 • (<5 + 0.5 • Др )• а.
При числе болтов от 1 до 10 значения можно определять по линейной интерпо-
ляции.
8.6.3.3.	ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ ОСЛАБЛЕННЫХ ОТВЕРСТИЯМИ ЭЛЕМЕНТОВ
Прочность элементов, ослабленных отверстиями во фрикционно-срезных
соединениях на высокопрочных болтах, и в соединениях без контролируемого натяже-
ния болтов проверяют с учетом полного ослабления сечений болтовыми отверстиями.
При этом необходима проверка крайней зоны на вырыв материала по формуле

(68) [4]
где Nb- расчетное усилие сдвига, приходящееся на болт;
а - расстояние вдоль усилия от края элемента до центра ближайшего отверстия.
Остальные обозначения см. выше.
8.7.	ФЛАНЦЕВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Фланцевые соединения следует выполнять только с предварительным
контролированным натяжением болтов.
8.7.1.	ЛИТЕРАТУРА
1.	ГОСТ 22353-77. ГОСТ 22356-77. Болты и гайки высокопрочные. Шайбы.
2.	СНиП 2.05.03-84*. Мосты и трубы. Нормы проектирования. М., 1998.
3.	СНиП 3.06.04-91. Мосты и трубы. Правила производства работ. - М., 1992. -
Пп. 7.8-7.20.
4.	СНиП Ш-18-75. Металлические конструкции. Правила производства и приемки
работ. Разделы 1 и 9.
5.	СНиП 3.03.01-87. Несущие и ограждающие конструкции. - М.,1988. - Пп. 4.20-4.36.
338
8. Соединения
6.	Рекомендации по технологии механизированного натяжения высокопрочных бол-
тов гидравлическими динамометрическими ключами в мостовых конструкциях.
Вып. в 1984 г. к разделам СНиП Ш-18-75, ВСН 163-69 и ВСН 144-76.
7.	ВСН 144-76. Инструкция по проектированию соединений на высокопрочных
болтах в стальных конструкциях мостов. - Пп. 3.7-3.9.
8.	Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81 *). - М., 1989.
9.	Eurocode 3 ENV 1993-2 Design of Steel Structure - Part 2: Steel Bridges Chapter 6.
Усилие натяжения высокопрочного болта Pf во фланцевых соединениях мосто-
вых конструкций можно определять по формуле, по аналогии с п.27.2 [8]
Pf < Rhh  Ahk-т, • т, < Р-т,,	(8.7.1)
где mf- коэффициент надежности для работы болта во фланцевом соединении. В
гражданских нормах [8] коэффициент mf принят равным 0,9. В мостовых нормах рас-
чет фланцевых соединений пока не нормируется, и приходится назначать его величину
в каждом конкретном случае, полагаясь на понимание работы узла. Например, для
болтов крепления уголков травесных балок узлов анкерения вант к стенкам коробок на
Вантовом мосту через Даугаву в Риге для растянутых болтов усилие натяжения было
принято равным половине от нормативного: Pf = 0.5 • Р.
Во фланцевых соединениях на высокопрочных болтах внешнее растягивающее
илие, приложенное к стыку, полностью не суммируется с усилиями растяжения в
>лтах от предварительного натяжения. Высокопрочный болт получает при этом лишь
>лю от внешнего усилия. Так, для изгибно-жесткого фланца при центральном
лстяжении силой N величина усилия в болтах соединения составит
N
Pbf=Pf+v-,	(8.7.2)
п
i;ie Phf - конечное усилие в болте;
Pf - усилие натяжения болта во фланцевом соединении;	- 7
N - внешнее растягивающее усилие, приложенное к фланцу;
п - количество болтов в соединении;
V- коэффициент, учитывающий долю добавки растяжения к болту от внешнего
усилия; его величина очень невелика, и как правило не превышает 0,1.
8.7.2.	РАБОТА ОБЖАТОГО ПАКЕТА НА РАСТЯЖЕНИЕ
Для понимания работы фланцевого стыка рассмотрим следующую задачу.
Условия задачи: Высокопрочный болт с поперечным сечением Аь натянут на
<илие Р и обжимает пакет с поперечным сечением А . Далее болт закрепляют за то-
нику, а к гайке подвешивают груз весом N. Требуется определить величину измене-
ия усилия в болте от внешней силы N.
Задача не настолько очевидна, как кажется на первый взгляд. Результат зависит
• жесткостных характеристик пакета и величины силы обжатия Р.
1.	При натяжении болта на усилие Р в болте и в пакете возникают следующие
«пряжения:
8. Соединения
Рис. 8.7.1
^=7-;	<а)	СТ,, = 7'
i	^р
2.	После приложения внешней силы N болт и пакет
(расстояние между головкой и гайкой болта) удлинятся на
величину AL. От этого удлинения в болте и в пакете воз-
никнут следующие напряжения:
Д<т^=уЧ; (с)	А<7*=~Ер.	(d)
Усилие в болте возрастет и составит
Pb=P+AabAb.	(е)
Усилие в пакете уменьшится и составит
Рр=Р-АарАр.	(f)
Уравнение равновесия можно записать в следующем виде:
усилие в болте «минус» усилие в пакете «минус» внешнее
усилие, равное нулю.
Л-Рр-У = 0;	(g)
P + \0bAb-P + \apAp-N = Q-,	(h)
A<ybAb+A<ypAp-N = 0;	(i)
-EbAt+~E,A-N=0; L ь ь L р р	0)
NL \L~	; EhAh +ЕАп DO	р р	(к)
удлинение Д£ вызвало приращение усиления в болте ДУ:
М = ^ЕЬАЬ;	(1)
откуда
приравняем значения Д£, найденные по формулам выше,
NL _ ДУЛ
ЕЬАЬ +ЕрАр ЕЬАЬ
(т)
(п)
откуда
(о)
(Р)
4	NEbAb
AN =------Ь—Ь 
EbAb+EpAp
если модуль упругости болта и пакета одинаковы, то формула примет вид
ДУ =	_
Аь + Ап
Ь р
Из формулы (р) видно, что добавка усилия в болте ДУ составит лишь долю от
веса груза У, равную отношению осевой жесткости болта к суммарной жесткости
болта и пакета. Это вызвано тем, что сжатый пакет заработал на растяжение совместно
с болтом, и пока в нем есть напряжение сжатия, пакет будет сопротивляться
приложенному внешнему растягивающему усилию. Предельное внешнее усилие
(условие применимости формулы (р)), при котором образуется зазор между болтом и
пакетом и напряжения сжатия в пакете станут равными нулю, составит
Уи„=Р-У
ЕАЬ
ел+ерар
(q)
340
8. Соединения
Если жесткость ЕрАр обжимаемого пакета много больше жесткости болта, и
равна оо, то добавки усилия в болте вообще не будет происходить при подвешивании
дополнительного груза к болту, до тех пор, пока внешнее усилие не превысит усилие
натяжения болта Р.
Для оценки изложенного рассмотрим следующий числовой пример.
Высокопрочный болт М22 с площадью поперечного сечения 3.03 см2, натянут
на усилие 22 тс. Он обжимает цилиндр длиной (с учетом пакета шайб) 10 см с
площадью поперечного сечения 15,11 см2, что соответствует площади шайбы 22.
Требуется определить, при каком усилии N появится зазор между болтом и пакетом, и
насколько при этом возрастет усилие в болте ДУ.
Удлинение болта длиной 10 см при натяжении его на 22 тс составит
ДЕ„А =
PL
ЕАЬ
22000*10
2100 000*3.03
= 0.0346 см.
Укорочение цилиндрического пакета толщиной 10 см при обжатии его усилием
22 тс составит
PL 22 000*10
, =----=----------------= 0.0069 см.
№ ЕАЬ 2100 000*15.11
Усилие N, которое потребуется, чтобы усилие обжатия пакета стало равным 0,
будет
N = ^А^+Ар1 = 0Л069*2.100000*(103П5.11) = 26 284 = тс
L	10
Усилие в болте при этом возрастет на ДУ тс:
&LppEAb 0.0069*2100000*3.03 я„ол ._
ДУ = —-----=--------------------= 4284 кг = 4,3 тс.
L	10
Доля усилия в болте от приложенного усилия N (при обжатом пакете) состав-
ляет
Е.АЬ
Ь D
=---122---= 0.167 или 16,7% .
ЕьАь+ЕрАр Аь+Ар 3.03 + 15.11
8.7.3.	РЫЧАЖНЫЙ ЭФФЕКТ. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ БОЛТА И ФЛАНЦА
Принципиальная схема работы фланца и появление рычажного эффекта можно
проследить на рис.8.7.2. Видно, что в предельном состоянии после появления зазора
возникнет некоторое дополнительное усилие в болте.
Предельное отрывающее усилие на болт, определяемое из условия прочности
соединения по болтам вычисляется по формуле п.27.13 [8].
Рт = (a-01gx)P,
(8.7.3)
где а и /3 - коэффициенты, принимаемые по табл. 80 [8] в зависимости от отношения
толщины фланца к диаметру болта;
8. Соединения
34Т
X- параметр жесткости болта, определяемый
по формуле
(8.7.4)
В формулах приняты следующие обоз-
начения:
Р - расчетное усилие натяжения высокопроч-
ного болта;
b - расстояние от оси болта до кромки сварно-
го шва или радиуса закругления прокатно-
го профиля (рис. 8.7.2) - «плечо фланца»;
d - диаметр болта;
t - толщина фланца;
w - ширина охвата фланца одним болтом
(обычно, расстояние между болтами в
поперечном направлении).
Рис. 8.7.2
Отношение толщины фланца к диаметру болта t!d	Коэффициенты	
	а	Д
0,83	0,336	0,207
1,04	0,388	0,257
1,25	0,425	0,278
1,46	0,470	0,270
1,67	0,527	0,239
Для болтов диаметров М22, М24 и М27 величины предельных отрывающих
усилий на один болт PNb, вычисленные по формуле (8.7.3), приведены в табл. 8.7.4.
При этом принято, что ширина участка w=80 мм.
Таблица 8.7.4
Диаметр болта, мм	Толщина фланца, ММ	Предельная величина добавки усилия в одном болте в долях от усилия натяжения				Расчетное усилие в болте, тс	Предельное значение отрывающего усилия в одном болте, тс			
		при следующих величинах Ь, мм					при следующих величинах Ь, мм			
d	t	30	40	50	60	Р	30	40	50	60
22	20	0.40	0.31	0.25	0.19	22.16	8.9	6.9	5.5	4.2
	30	0.68	0.57	0.49	0.43		15.1	12.6	10.9	9.5
	40	0.84	0.75	0.68	0.62		18.6	16.6	15.1	13.7
24	20	0.36	0.28	0.22	0.17	25.75	9.3	7.2	5.7	4.4
	30	0.64	0.53	0.45	0.39		16.5	13.6	11.6	10.0
	40	0.82	0.73	0.66	0.61		21.1	18.8	17.0	15.7
27	20	0.34	0.27	0.21	0.16	33.58	11.4	9.1	7.1	5.4
	30	0.58	0.48	0.40	0.34		19.5	16.1	13.4	11.4
	40	0.78	0.68	0.60	0.53		26.2	22.8	20.1	17.8
Кроме этого, расчет фланцевого соединения предполагает расчет фланца на
изгиб. Расчетное усилие на 1 болт, определяемое из условия прочности фланца на
342
8. Соединения
изгиб P/w определяется по формуле
где
1 + -
^=1.3—
д
5АРЬ
Д =------т,
V7
Р - расчетное усилие натяжения болта.
Остальные обозначения приведены выше.
Коэффициент у определяется по формуле
1 -4/(У -1)3 - У2 + Ц/(/ -1) = 0.
(8.7.5)
(8.7.6)
(8.7.7)
8.7.4.	РАСЧЕТ ВЫНОСЛИВОСТИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ
В Инструкции [7] для фланцевых соединений на уголках при проверке болтов
типа 110и135на выносливость величина максимального отрывающего усилия на болт
не должна превышать соответствующих значений таблицы 8 [7].
Расчет высокопрочных болтов на выносливость во фланцевых соединениях мо-
жет быть выполнен с использованием значений изменения усилий в болтах и сопостав-
ления их с предельными (см. главу «Выносливость»).
Таблица 8 [7]
Диаметр болта, мм	Толщина фланца, мм	Максимальное значение отрывающего усилия на один болт, тс при риске (расстояние от обушка до центра отверстия), мм, равном			
		50	60	75	85
	10	4,2	з,з	2,7	2,2
1 8	12	4,7	3,9	3,1	2,7
1о	16	5,7	4,3	4,2	3,9
	20	6,7	5,9	5,1	4,8
	10	6,6	5,3	4,2	3,5
77	12	7,5	6,0	5,7	4,3
	16	9,0	7,5	6,6	6,0
	20	10,5	9,3	8,1	7,5
	10	7,7	6,2	4,9	4,1
74	12	8,7	6,9	5,9	5,0
	16	10,5	8,7	7,7	6,9
	20	12,2	10,7	9,4	8,7
	10	10,0	8,1	6,4	5,3
77	12	п,з	9,0	7,3	6,5
4 /	16	12,6	П,5	10,0	9,1
	20	15,9	14,1	12,3	11,5
Пример расчета болтов фланцевого стыка трубы
Стык трубы на фланцах показан на рис. 8.7.3.
Требуется проверить прочность болтов от действия растягивающего усилия в трубе
У=30 тс.
Расчет выполняем по вышеприведенным формулам. Предельное отрывающее усилие
на болт, определяемое из условия прочности соединения по болтам, вычисляется по формуле
(8.7.3)
8. Соединения
343
Рт=(а-Р^х)Р =
(O.336-O.2O71gO.608)25.75 = 9.8.
В стыке установлено 4 болта, и условие прочности имеет вид
Nu = п • Рм = 4*9.8 =39.2 тс >N=30 тс.
Прочность болтов в стыке обеспечена!
В формулах:
t! d = 20 /24 = 0,833;
а =0,336;	Р =0,207;
Рис. 8.7.3
X - параметр жесткости болта, определяемый по формуле (8.7.4)
Х =
242 р0
100^20 +у р20
= 0.608
В формулах приняты следующие обозначения:
Р = 25,75 тс - расчетное усилие натяжения высокопрочного болта (не фактическое во
фланцевом соединении, равное 20 тс). Ь= 30 мм d =24 мм t =20 мм;
w - ширина охвата фланца одним болтом (обычно расстояние между болтами в попе-
речном направлении). Здесь принята величина 100 мм, хотя это значение может
быть больше.
8.8.	СОЕДИНЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРУЖИН
Пружины в мостовых конструкциях применяются достаточно редко. Они могут
использоваться в деформационных швах и в различных соединениях, где следует
обеспечить большую деформативность. Далее рассмотрены только две разновидности
пружин, которые обычно применяются в мостовых конструкциях.
8.8.1.	ВИНТОВЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ ПРУЖИНЫ
Цилиндрические пружины из круглой проволоки применяют для компенсации
больших деформаций в соединении при относительно небольших усилиях. ГОСТ 16118
344
8. Соединения
Пружины винтовые цилиндрические сжатия и растяжения из круглого сечения.
1схнические условия» регламентирует основные технические параметры пружин.
II и отавливают пружины сжатия и пружины растяжения. Пружины подразделяют по
к лассам выносливости в зависимости от числа циклов: 1-й - не менее 5000 000; 2-й -
нс менее 100 000; 3-й (только для пружин сжатия в которых может наблюдаться инер-
ционное соударение витков) - не менее 2000. Отсутствие соударений витков у пружин
1 жатия определяется условием vo<vcr, где vo- максимальная скорость сокращения
пружины, м/с; vcr- критическая скорость, м/с, при которой от сил инерции проис-
ходит соударение витков. Все пружины длительно находящиеся в деформированном
состоянии от статических нагрузок или периодически нагружаемые со скоростью
г, <vCr’ как правило имеют остаточные деформации около 15% предельной нагрузки.
При vo > vcr остаточные деформации существенно возрастают.
Основные параметры витой цилиндрической пружины:
/) - наружный диаметр пружины, мм;
</- диаметр проволоки, мм;
/)„ = D-d - средний диаметр пружины, мм;
z - шаг витков, мм;
Но - высота пружины в свободном состоя-
нии, мм;
/7, - высота пружины при предваритель-
ной деформации силой Рь мм;
Н2 - высота пружины при рабочей дефор-
мации от проектной нагрузки Р2, мм;
Н3 - высота пружины в замкнутом состоя-
нии (при контакте витков) от преде-
льной силы Р3, мм;
Рис. 8.8.1
h = Н, -Н2 -рабочий ход, мм.
4-^
рз
vcr = —х - .' - критическая скорость сжатия пружины,
j2Gp
G - 8*103 - модуль сдвига, кг/мм2;
р= 8*10‘10 - плотность материала пружины, кг.с2/мм4;
Р-Р Р
z = —--L =--------жесткость пружины, кг/мм.
/? Н — Н2
м/с;
8.8.1.1.	РАСЧЕТЫ ВИТОЙ ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ПРУЖИНЫ
В любом поперечном сечении витка пружины возникают следующие силовые
факторы:
крутящий момент	PD - М= —-cosct; 2	(8.8.1)
изгибающий момент	PD - М.= —-since; 2	(8.8.2)
продольная сила	- N = Psince ;	(8.8.3)
поперечная сила	- Q = Pcosa.	(8.8.4)
8. Соединения
345
Для пружин с малым шагом, когда угол не превышает 8-10, то sina = 0, а
cosa = l. В этом случае можно пренебречь изгибающим моментом и продольной
силой, и считать, что сечение витка пружины работает только на срез от силы Q = /’ и
PD
на кручение от крутящего момента М, =	.
Можно принять, что от поперечной силы касательные на-
пряжения в сечении проволоки равномерно распределены по диа-
метру и составляют
1) Эпюра т от Q
А
iiwwM
2) Эпюра т от М,
А
В
Рис. 8.8.2
_Р _ Р _ 4Р
A nd2 nd2
4
От крутящего момента наибольшие краевые напряжения
М, 2	8РО
— _L —  	— ___!
' Wp	тк/3	nd3
16
В точке А (рис. 8.8.2) напряжения суммируются и достигав
величины
(8.8.5)
(8.8.0)
Т = Т , =------!
А nd3
(8.8
8Р£>„ (, _d_
2D,
Величину предельных касательных напряжений для пружин, работающих при
циклических нагрузках (деформационные швы, гасители колебаний), следует ограни-
чивать значением тти= 02-0.3 оц для уменьшения остаточных напряжений и увеличе-
ния ее долговечности.
8Р • Z)3 •f'
Деформативность пружины определяется по формуле А =---------------°-
G-d
где п- число рабочих витков пружины. Полное число витков (рабочих и «мертвых
ns выбирается кратным 0.5 и обычно равно ns = и + 1.5.
Пример.
Требуется запроектировать пружину сжатия для создания постоянного обжим
пакета усилием 100 кг. Предельное усилие 120 кг. Внутренний диаметр пружин >
30 мм. Сталь с временным сопротивлением Ru = 16000 кг/см2. Максимальные касате. н
ные напряжения для долговечной работы пружины ограничены значенш
ттах = 0.3<т„ = 4800 кг/см2. Из формулы прочности tmax = тА = %~~-
nd
ляя известные значения, находим диаметр проволоки 6 мм и средний диамс
пружины 36 мм. Наружный диаметр равен 42 мм. Деформативность одного ви>
^PD3n
пружины от 100 кг находим по формуле А =---=3.6 мм, где л=1. Жесткость виз
Gd
пружины 28 кг/мм.
, d I
1 +---- , подст ;i
2£>
8.8.1.2.	МАТЕРИАЛ ДЛЯ ПРУЖИН
1. Стальная углеродистая холоднотянутая проволока классов I, II, ПА, и III по I < 1
9389-75 навивается в холодном состоянии и не закаливается. Проволока I к
346
8. Соединения
при наличии больших остаточных напряжений от волочения и навивки при напря-
жениях г, > 0.32cru или при vo > рыдает большие остаточные деформации.
Проволока из сталей по ГОСТ 14959-79 «Сталь рессорно-пружинная углеродистая
и легированная» навивается в отпущенном состоянии с последующей закалкой и
отпуском обычно из марок 65Г, 50ХФА, 60С2А и 65С2ВА. Стальная легированная
пружинная проволока по ГОСТ 14963-69 полированная шлифованная - серебрянка
и без отделки поверхности, подвергающаяся холодной навивке - ХН или горячей -
ГН, с последующими закалкой и отпуском. Закалка производится при температуре
^40-870°С с охлаждением в масле, отпуск при 370-420°С с выдержкой не менее
О мин и последующем охлаждении в масле или в воде. Временной сопротивление
1али пружин разрыву аи - не менее 1500 МПа; сужение площади сечения - не
менее 40%; твердость HRC 42-50.
8.8.2.	ТАРЕЛЬЧАТЫЕ ПРУЖИНЫ
Тарельчатые пружины, или пружины большой мощности (рис.8.8.3), применя-
ет для получения больших усилий при относительно небольших перемещениях.
I ОСТ 3057 устанавливает следующие типы тарельчатых пружин: Н - нормальной
гочности, получаемые штамповкой без механической обработки поверхности обреза;
II - повышенной точности, получаемые штамповкой с последующей механической об-
работкой поверхности обреза. Пружины разделяют: а) по характеристике: на пружины
большой жесткости и малой жесткости, б) по условиям работы: на пружины ста-
гичсского действия - С; динамического - Д; многократного - М.
Тарелки диаметрами 28-100 мм и толщи-
нами 1.5-7 мм регламентированы в ГОСТ 3057.
кины большой жесткости характеризуются
f
чиением -<0.6, а пружины малой жест-
s
Рис. 8.8.3
Рис. 8.8.4
и отношением 0.6 < -- < 1.5 . Например, пру-
s
«ина с параметрами: £>=100 мм; Dt =60 мм;
1 мм и/0=2 мм распрямляется при усилии 11 500 кг, деформируясь на 2 мм.
Из отдельных пружин составляют наборы. Причем расположение тарелок может
. различным. Между тарелками могут быть плоские шайбы для повышения
кости за счет трения тарелок по шайбе.
•itc. 8.8.4 видно, что график зависи-
। и деформаций от усилий имеет не-
•йный характер. Это прежде всего
.ню с геометрической нелинейнос-
работы тарелки. Теоретические
сгы тарельчатых пружин достаточ-
тожны, так как сферическая обо-
I.» тарельчатой пружины из меняет
i> кривизну в процессе нагружения,
мс того, при казалось бы не-
шсльных отклонениях в размерах
►ин, их жесткость может отличаться существенно, особенно при начальных
* формациях в малых наборах. Поэтому для ответственных изделий следует строить
8. Соединения
347
график зависимости деформаций от усилий на тарировочном прессе. Тарельчатые
пружины применяются в деформационных швах со скользящими листами и в
различных взвешивающих устройствах при монтаже пролетных строений °.
’ При надвижке пролетных строений мостов на окружной дороге вокруг Анкары в Турции
были запроектированы взвешивающие устройства, которые были установлены под балан-
сирами на перекаточных столиках. Данные о деформациях устройств под нагрузкой передава-
лись на командный пункт в виде реакций и давали возможность корректировать величину
опорных реакций под стенками главных балок. Устройства представляли собой стальной
ящик, крышки которого были оперты на наборы тарельчатых пружин. Предельное усилие сос-
тавляло 600 тс, при деформациях около 15 мм. Такая высокая жесткость 40 т/мм была достиг-
нута за счет расположения пружин в одном направлении в пакете. Все устройства были пред-
варительно оттарированы на прессе и имели свои графики зависимости деформаций от уси-
лий, которые существенно отличались между собой.
Тарельчатые пружины могут быть применены в гасите-
лях колебаний, где требуется реализовывать относительно
большие деформации. Так в гасителе колебаний вант на мосту
через реку Шайтанку в Салехарде применены столики, в кото-
рых устроен ограниченный шарнир из тарельчатых пружин. 8
пружин расположены по контуру фланцевого соединения
стойки гасителя. При колебаниях ванты в своей плоскости и
из плоскости происходят деформации пружин столика, что
приводит к затрате энергии и остановке колебаний. Пружины
стянуты высокопрочным болтом М24 на величину 2.8 мм, что
вызывает в нем усилие 0.7 тс. Характеристики тарелок:
0=70 мм; О| = 26 мм; s = 3.8 мм и/, = 1.4 мм. Предельное
Рис. 8.8.5
усилие 2900 кг. Предельная деформация пакета от Р}= 0.7 тс до Р3 = 2.9 тс равна
Н\-Н^= 8.4 мм.
Материал пружин - полосовой или листовой прокат из легированной стали
60С2А по ГОСТ 14959-79 «Сталь рессорно-пружинная углеродистая и легированная»,
или иной с показателями не хуже чем у 60С2А. Штампованные пружины термически
обрабатывают - закалка в масле при температуре 870 °C и отпуск при 420 °C. Пружины
защищают от коррозии.
8. СОЕДИНЕНИЯ............................................................................................................................................277
8.1.	ПОДГОТОВКА ДЕТАЛЕЙ ПЕРЕД СБОРКОЙ................................................................................................................277
8.7.7.	Литература...............................................................................................................................277
8.1.2.	Качество поверхности проката................................................................................................................277
8.1.3.	Речка it обработка кро мок...............................................................................................................279
8.1.4.	Обра ювания отверстии................................................................................................................... 281
8.1.5.	Правки и гибка.............................................................................................................................................282
8.2,	СОЕДИНЕНИЯ ИЛ СВАРКЕ............................................................................................................................283
8.2.1.	Литература. . . ............................................................................................................................................284
8.2.2.	Типы сварных соединений..................................................................................................................285
8.2.2.1.	Стыковые соединения....................................................................................................................285
8.8.2.2.	Угловые соединения..................................................................................................................................286
8.2.2.3.	Тавровые соединения....................................................................................................................286
8.2.2.4.	Нахлесточные соединения.......................................................................................................................287
8.2.3.	Способы сварки мостовых металлоконструкций...............................................................................................287
8.2.3.1.	Ручная дуговая сварка..............................................................................................................................287
8.2.3.2.	Полуавтоматическая сварка..............................................................................................................288
8.2.3.3.	Автоматическая сварка...........................................................................................................................288
8.2.3.3.1.	Автоматическая сварка в нижнем положении под слоем флюса...........................................................................288
8.2.3.3.2.	Автоматическая сварка в потолочном положении.......................................................................................289
8.2.3.4.	Сварка стыкового вертикального шва...................................................................................................289
8.2.3.5.	Контактная сварка.....................................................................................................................291
8.2.4.	Подогрев при сварке.....................................................................................................................291
348
8. Соединения
8.2.5.	Технологические дефекты и категории швов......................................292
8.2.6.	Механическая обработка сварных соединений.....................................298
8.2.6.I.	Сварное соединение как концентратор напряжения..............................298
8.2.6.2.	Обработка сварных соединений.................................................298
8.2.7.	Расчеты прочности сварных соединений..........................................301
8.2.8.	Расчеты выносливости сварных соединений.......................................306
8.3.	СОЕДИНЕНИЯ НА ПАЛЬЦАХ.............................................................307
8.3.1.	Литература....................................................................308
8.3.2.	Конструктивные требования.....................................................308
8.3.2.1.	Известна толщина проушины....................................................308
8.3.2.2.	Известна геометрия проушины.................................................309
8.3.3.	Расчеты проушины..............................................................309
8.4.	БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ БЕЗ КОНТРОЛИРУЕМОГО НАТЯЖЕНИЯ.................................311
8.4.1.	Литература....................................................................311
8.4.2.	Характеристики болтов.........................................................311
8.4.3.	Расчеты болтовых соединений.................................................  312
8.4.3.1.	Определение действующего усилия на один болт................................312
8.4.3.2.	Определение предельного усилия на один болт.................................312
8.4.3.3.	Определение числа болтов в соединении.......................................314
8.4.3.4.	Прочность сечений ослабленных отверстиями...................................316
8.4.4.	Конструктивные требования.....................................................316
8.5.	ФРИКЦИОННЫЕ СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ....................................317
8.5.1.	Литература раздела............................................................317
8.5.2.	Характеристики высокопрочных болтов...........................................318
8.5.3.	Начальное напряженное состояние высокопрочного болта..........................319
8.5.4.	Способы обработки контактных поверхностей.....................................320
8.5.4.1.	Пескоструйная или дробеструйная обработка...................................321
8.5.4.2.	Очистка механическими стальными щетками.....................................321
8.5.4.3.	Газопламенная очистка.....................................................  321
8.5.4.4.	Дробеметная обработка.......................................................322
8.5.4.5.	Клеефрикционные покрытия....................................................322
8.5.4.6.	Прочие покрытия контактных поверхностей.....................................323
8.5.5.	Расчеты фрикционных соединений на высокопрочных болтах........................324
8.5.5.1.	Предельное усилие трения одного болто-контакта..............................324
8.5.5.2.	Определение числа высокопрочных болтов.......................................325
8.5.6.	Расчет сечений элементов стыка, накладок и фасонок............................326
8.5.6.1.	Расчет на вырыв фасонки по сечению нетто....................................326
8.5.6.2.	Расчет сечений основных элементов и накладок по сечению нетто...............326
8.5.7.	Проектирование фрикционных соединений.........................................327
8.5.8.	Постановка и натяжение высокопрочных болтов...................................328
8.5.8.1.	Натяжение по величине крутящего момента.....................................328
8.5.8.2.	Натяжение болтов по углу поворота гайки.....................................329
8.5.9.	Обработка метизов на площадке, герметизация и окраска.........................330
8.5.10.	Контроль основных этапов работ...............................................331
8.5.1I.	Технология изготовления высокопрочных болтов.................................332
8.6.	ФРИКЦИОННО-СРЕЗНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ.....................................................335
8.6.1.	Литература раздела............................................................335
8.6.2.	Проверка болта на срез........................................................336
8.6.3.	Проверка соединений по деформациям............................................336
8.6.3.1.	Определение предельных усилий...............................................336
8.6.3.2.	Оценка величины перемещения.................................................338
8.6.3.3.	Оценка прочности ослабленных отверстиями элементов...........................338
8.7.	ФЛАНЦЕВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ..............................................................338
8.7.1.	Литература раздела............................................................338
8.7.2.	Работа обжатого пакета на растяжение..........................................339
8.7.3.	Рычажный эффект. Расчет прочности болта и фланца..............................341
8.7.4.	Расчет выносливости высокопрочных болтов......................................343
8.8.	СОЕДИНЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРУЖИН................................................344
8.8.1.	Винтовые цилиндрические пружины...............................................344
8.8.1.1.	Расчеты витой цилиндрической пружины........................................345
8.8.1.2.	Материал для пружин.........................................................346
8.8.2.	Тарельчатые пружины...........................................................347
8. Соединения	349
9. РЕГУЛИРОВАНИЕ УСИЛИИ
Необходимость изменять усилия (реакции и изгибающие моменты) в пролетных
строениях мостов статически неопределимой системы возникает довольно часто. На-
пример, пролетное строение двухпролетного моста сооружается методом навесной
сборки от центральной опоры к бокам. При этом собственный вес пролетного строения
воспринят в консольной схеме, и вся реакция приходится на центральную опору. Такая
ситуация явно ненормальная для эксплуатации, и в общем случае приходится опускать
балку на центральной опоре, или поддомкрачивать на береговых опорах для вы-
равнивания опорных реакций и изменения эпюры моментов. Такие монтажные опера-
ции называют регулированием усилий в балке.
9.1.	ИЗГОТОВИТЕЛЬНАЯ, НЕВЕСОМАЯ И
ЭКСПЛУАТАЦИОННАЯ СХЕМЫ
Балка жесткости пролетного строения
моста на стадии эксплуатации при нагружении
полной постоянной нагрузкой, а иногда с до-
бавкой временной, должна занять проектное
очертание, соответствующее продольному про-
филю моста. Это как правило прямые участки,
соединенные кривыми большого радиуса. По-
лучить правильный профиль вантового моста,
или иного моста со статически неопределимой
схемой, можно лишь при правильной оценке
жесткостных характеристик элементов пролет-
ного строения и при правильной геометрии эле-
ментов. Для вантового моста, любые отклоне-
ния в профиле от проектного могут указать на
несоответствие фактического напряженного
состояния проектному.
Для изложения дальнейшего материала
следует ввести следующие термины.
ЭКСПЛУАТАЦИОННАЯ СХЕМА - рас-
четная схема, нагруженная внешними усилия-
ми, со всеми наложенными на нее внутренними
и внешними связями, создающими статическую
неопределимость. Профиль балки жесткости
соответствует проектному профилю дороги.
350
9. Регулирование усилий
НЕВЕСОМАЯ СХЕМА - расчетная схема, ненагруженная внешними усилиями, в
том числе собственным весом, со всеми наложенными на нее внутренними и внешними
связями, создающими статическую неопределимость. Невесомая схема - это эксплуата-
ционная схема, перенесенная в невесомость. Хотя невесомая схема не испытывает внеш-
них воздействий, она может быть продеформирована и напряжена наложенными на нее
внутренними связями. Если усилия в элементах невесомой схемы присутствуют, то это
значит, что изготовительная геометрия элементов (форма, размеры) отличается от гео-
метрии в невесомой схеме, и схема претерпела вынужденные деформации.
ИЗГОТОВИТЕЛЬНАЯ СХЕМА - схема моста, в которой размеры и формы
элементов ее составляющих, соответствуют размерам и формам изготовленных эле-
ментов. Не все элементы могут быть смонтированы без вынужденных деформаций,
поэтому в изготовительной схеме не все связи могут быть наложены.
В указанной схеме, имеющей изготовительную геометрию элементов, не удает-
ся наложить две связи: внутреннюю связь - соединить балку жесткости с вантой;
внешнюю связь - соединить балку с опорой № 2. Эти связи не удается наложить в свя-
зи с тем, что ванта выполнена короче на величину Дя 2, а балка специально изогнута и
имеет зазор , над опорой №2.
В невесомой схеме эти связи уже наложены. Система продеформирована и на-
пряжена за счет наложения двух связей или за счет выполнения двух регулирований:
растяжением ванты для ее объединения с балкой и опусканием балки на опору №2.
Внешние отличия в геометрии изготовительной и невесомой схем указывают на то,
что присутствует регулирование.
Помимо усилий от регулирования эксплуатационная схема продеформирована
собственным весом.
Таким образом, регулированием усилий в элементах статически неопределимой
системы можно назвать процесс создания заданного напряженно-деформированного
состояния в невесомой схеме, за счет вынужденных деформаций изготовительной.
Такой подход дает возможность рассматривать регулирование усилий и перемещений,
как чисто расчетную процедуру, а монтаж - лишь с точки зрения возможности реали-
зации задуманного регулирования в натуре. Регулирование усилий, создаваемое за
счет определенной изготовительной геометрии ее элементов, дает возможность выпол-
нить монтаж в той же технологической последовательности и теми же средствами, что
и для системы без регулирования.
9.2.	РЕГУЛИРОВАНИЕ УСИЛИЙ. ЗАДАЧИ И ЦЕЛИ
Регулирование усилий в мостах может быть выполнено различными способами.
Методы регулирования усилий в вантовых мостах путем «вытяжки» смонтированных
вант или перемещениями балки на опорах достаточно изучены и описаны в литературе
[3,4].
Понятие об изготовительной схеме впервые было введено в отечественную
литературу при проектировании Московского моста через Днепр в Киеве [1]. Однако
регулирование усилий здесь носило ограниченный характер, и было направлено лишь
на изменение изгибающего момента в балке жесткости. На Вантовом мосту через Дау-
гаву в Риге, регулирование усилий было выполнено в пилоне и в балке жесткости.
Регулирование всей системы всеми лишними неизвестными, когда одновремен-
но решаются задачи уменьшения пиковых значений усилий с одновременной догруз-
кой ненапряженных элементов, впервые было выполнено на Южном мосту через
Днепр в Киеве [2, 6]. При таком регулировании усилий требуемое напряжённо-
p. Регулирование усилий
351
деформированное состояние системы было создано за счет изменения длин внутрен-
них связей (вант) и перемещением узлов в местах внешних связей («смещение опор»)
изготовительной схемы.
9.2.1.	ЗАДАЧИ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Задача регулирования состоит в отыскании величин «смещения опор» и измене-
ния длин вант, при которых в системе возникает заданное напряженно-деформирован-
ное состояние. Заданное напряженное состояние фиксируется и контролируется в оп-
ределенных элементах и сечениях.
Решение задачи следует разделить на следующие этапы:
1.	Назначить желаемые значения изменения усилий (перемещений).
2.	Назначить элементы и сечения, в которых будут контролироваться усилия
(перемещения).
3.	Назначить связи (лишние неизвестные), которыми будет проведено регулирование.
4.	Отыскать усилия в связях, при которых в контролируемых элементах или сечениях
происходит желаемое изменение усилий.
5.	Отыскать итоговое напряженно-деформированное состояние моста.
Первый этап может быть наиболее сложным, поскольку требует от проектиров-
щика специальных практических навыков и инженерной интуиции. В любом случае
для принятия рациональных решений на первом этапе нужно:
-	определить напряженно-деформированное состояние системы на стадии эксплуата-
ции без регулирования (построение огибающих эпюр усилий M,N,Q, учитываю-
щих воздействие постоянных, временных подвижных и прочих нагрузок, а также
длительных процессов);
-	проанализировать напряженно-деформированное состояние системы с точки зре-
ния возможности реализации элементов моста, с учетом затрат материалов и конст-
руктивных решений;
-	знать возможности регулирования и представлять пути его реализации в натуре.
9.2.2.	ЦЕЛИ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Многообразие статических схем не дает возможности сформулировать общие
цели регулирования, которые могут быть применены к любой схеме. Цели регулирова-
ния для вантового моста со стальной балкой жесткости следующие.
1.	Для балки жесткости - минимизировать огибающую эпюру изгибающих моментов
по критерию минимального расхода стали и усложнений конструкции.
2.	Для вант - не превысить несущей способности канатов по прочности и выносливос-
ти, а также увеличить усилия в ненагруженных вантах для выхода из нелинейной
работы.
3.	Для пилона - минимизировать огибающую эпюру изгибающих моментов, с учетом
монтажных состояний системы.
Для примера рассмотрим вантовую систему Южного моста через Днепр в Киеве.
На рис. 9.2. изображены огибающие эпюры изгибающих моментов в стальной балке
жесткости и в пилоне до регулирования (пунктирная линия), и итоговые эпюры после
регулирования (сплошная линия). Изгибающие моменты в характерных точках балки
352
9. Регулирование усилий
жесткости и пилона (А, В, С, D, Е и F), а также усилия в вантах показаны в графах
таблицы.
Для приведенной схемы цели регулирования были сформулированы следующим
образом.
1.	Опорные моменты в балке жесткости в точках С и D отличаются более чем в 2 раза,
т. е. соответственно -802 и -400 МНм. Для восприятия отрицательного момента,
равного -802 МНм, над опорой 12 потребуется дополнительно вложить около 80 т
стали, по сравнению с сечением балки над опорой 13.
2.	В зоне положительных моментов в точке В момент составляет 520 МНм, что
приводит к появлению толщин проката 32 и 40 мм для ортотропных плит нижнего
пояса и 20 мм для продольных ребер и листа настила верхней ортотропной плиты.
Утяжеление поперечного сечения по сравнению с минимальными конструктивны-
ми толщинами составляет 7-8 т на погонный метр балки.
3.	Ближайшая к пилону ванта-подвеска перегружена. Усилие в ней составляет
20.9 МН, что больше предельного по условиям прочности на 0.9 МН. Пологие ван-
ты-подвески существенно недогружены.
4.	Изгибающий момент в корне пилона, в точке А, достигает значения 420 МНм, что
приводит к существенному превышению предела прочности и трещиностойкости.
Рис. 9.2
После формулировки основных проблем можно предварительно сформулиро-
вать основные цели регулирования:
1.	Уменьшить опорный момент в точке С, доведя его величину до значения, не превы-
шающего 500 МНм. Это позволит снизить затраты стали на 60 тс.
2.	Не увеличить значение изгибающего момента в точке D.
3.	Уменьшить величину изгибающего момента в точке В не менее, чем на 100-
150 МНм.
4.	Уменьшить усилие растяжения в ближайшей к пилону ванты подвески на 1.9 МН,
доведя максимальное значение до 19 МН.
23 — 3-941
9. Регулирование усилий
353
5.	Увеличить значения усилий в пологих вантах-подвесках, доведя максимальные зна-
чения до 19 МН. Это требование не является обязательным, а продиктовано сле-
дующими соображениями:
-	в системе без регулировния пологие внты работают нелинейно и обладают малой
жесткостью;
-	по конструктивным соображениям сечения всех вант желательно иметь одинако-
вым, что позволить выполнить однотипные узлы анкерения;
-	увеличение усилий в вантах-подвесках является полезным для напряженного состо-
яния балки жесткости: уменьшается опорный момент на опоре 12 и положительный
момент в точке В.
6.	Не превысить усилий 19 МН в вантах-оттяжках.
7.	Уменьшить величину изгибающего момента в сечении пилона в точке А до величи-
ны, при которой принятые геометрические размеры сечения пилона смогут обеспе-
чить проверки прочности и трещиностойкости.
При решении задач регулирования требуется ответить на следующие вопросы.
1.	Выполнимо ли задуманное регулирование расчетно?
Регулирование выполнимо расчетно в том случае, если существует такое напряжен-
но-деформироваииое состояние системы, при котором поставленные цели выполняют-
ся. Для больших и сложных схем рассуждения общего характера, основанные на ана-
лизе эксплуатационного напряженного состояния моста, не дадут однозначного ответа
на этот вопрос. Для ответа следует выполнить несколько пробных расчетов регулиро-
вания, которые помогут выявить слабые места системы. Проведенный анализ для рас-
сматриваемой схемы показал, что если бы не накладывалось ограничение по предель-
ным усилиям в вантах-оттяжках, то очевидно ничего бы не помешало выполнить по-
ставленные цели регулирования. Рост усилий в вантах-подвесках должен привести к
росту усилий в вантах-оттяжках, так как пилон не может воспринять несбалансирован-
ность распоров справа и слева. Поэтому, априори ответить на вопрос - достаточен ли
резерв недонапряжения в вантах-оттяжках для намеченного регулирования, можно
лишь после пробных расчетов. Как видим, слабым местом оказывается сечение вант-
оттяжек, что впрочем, характерно для всех однопилонных мостов.
2.	Выполнимо ли задуманное регулирование на монтаже?
Для оценки выполнимости регулирования в натуре следует ясно представлять себе
монтажные состояния моста и производить соответствующие расчеты. Эти расчеты не-
обходимы, и выполняются с учетом геометрической нелинейности вант. Слабым мес-
том является обычно пилон, в котором на стадиях монтажа могут возникнуть недопус-
тимые изгибающие моменты.
3.	Какое число связей следует задействовать в регулировании?
Здесь можно предложить общую рекомендацию, заключающуюся в том, что чем
больше связей задействовано, тем легче можно достигнуть поставленных целей.
4.	В каких точках следует контролировать усилия (перемещения)?
Важным является вопрос о том, в каких элементах и сечениях моста следует
расчетно контролировать усилия, другими словами, в каких местах и как наложить
ограничение на изменение усилий при регулировании. Контроль относится только к
расчетному алгоритму регулирования и никак не связан с контролем усилий на мосту
на монтаже. Для успешного регулирования нужно контролировать, как минимум, уси-
лия во всех связях, которыми осуществляется регулирование. Помимо этого, следует
контролировать усилия в элементах, где намечается изменять усилия. При этом для ра-
ционального регулирования описанных контрольных точек может оказаться недоста-
точно. Это связано с тем, что в некоторых неконтролируемых сечениях возможны не-
354
9. Регулирование усилий
допустимые изменения усилий, что может быть выявлено после пробных расчетов. В
таких случаях требуется ввести в этих сечениях новые контрольные точки. При этом
число контролируемых точек становится больше числа регулирований.
5.	К каким значениям изгибающих моментов стоит стремится?
Вопрос выбора величин регулирования усилий в элементах и сечениях элементов
большого моста может оказаться достаточно сложным. Для примера рассмотрим
критерии выбора величины регулирования в пилоне Южного вантового моста.
9.2.3. НАЗНАЧЕНИЕ ЖЕЛАЕМЫХ ВЕЛИЧИН РЕГУЛИРОВАНИЯ
Сложность задания желаемых величин регулирования можно проследить на
примере регулирования изгибающих моментов в пилоне Южного моста через Днепр в
Киеве.
На работу железобетонного пилона, защемленного в фундаменте с несиммет-
ричной по фасаду системой вант, оказывают влияние различные факторы [3].
На рис. 9.3 показана огибающая эпюра
изгибающих моментов пилона Южного моста,
до и после регулирования, 1 и 2 соответствен-
но. Наибольший момент возникает в уровне
примыкания балки жесткости в точке А. Такое
влияние имеет место во всех, защемленных в
фундаменте пилонах, воспринимающих рас-
пор от балки жесткости. При подвижном опи-
рании балки на пилон, момент в пилоне будет
расти к основанию.
В рассмотренном примере значения
расчетных изгибающих моментов в сечении А
пилона от внешних нагрузок изменяются в
широких пределах, от Mgp.o М,, или от 400
до 160 МНм. Такое значительное изменение
моментов 240 МНм вызвано наличием на
мосту большой временной нагрузки: 6 полос
автотранспорта, двух путей метрополитена и
грубопроводов большого диаметра, которые
могут быть наполненными и опорожненными.
Суммарная расчетная нагрузка составляет 17 т
на погонный метр балки.
Перемещения пилона в вантовой схеме
Рис. 9.3
практически не зависят от его изгибной жесткости, а определяется только жесткостью
вант и нагрузкой на пролетном строении. Так, удвоение жесткости пилона в схеме
приводит к уменьшению перемещений его верха на 1.5%, в то же время, изгибающий
момент в нем возрастает почти вдвое. Поэтому стремится к увеличению сечения
пилона особо не стоит.
Исходное сечение ноги пилона составляет 2 на 5 м, соответственно поперек и
вдоль моста. Если увеличивать исходное сечение ноги пилона вдоль моста, то
предельный изгибающий момент Мы в сечении А в пилоне, определенный из условия
н»
9. Регулирование усилий

прочности, менее действующего Л/Ина всем интервале увеличения сечений пилона
(рис. 9.4).
Увеличивать сечение поперек моста,
т.е. размер 2 м не удается из-за того, что
пилон расположен на разделительной полосе.
Увеличение же размера вдоль моста приводит
к росту жесткости в кубе, и значительному
росту изгибающих моментов.
Рассмотрим схему, в которой несущую
способность пилона не удается обеспечить за
счет увеличения его размеров в пределах, ус-
тановленных по конструктивным и архитек-
турным соображениям. Прочность пилона за-
висит от двух составляющих: нормальной си-
лы и изгибающего момента.
Нормальная сила в пилоне определяется
как сумма вертикальных составляющих уси-
лий в вантах. Их значения в основном зависят
от действующих на балку вертикальных на-
грузок и практически не могут быть
рис 9д	изменены.
Горизонтальные составляющие усилий
в вантах создают в пилоне изгибающие моменты. Небольшие изменения распоров
приводят к значительным изменениям изгибающих моментов, так как силы действу-
ют на больших плечах. Поэтому, действующие в пилоне моменты могут быть изме-
нены в широких пределах. Для изменения изгибающих моментов возможны следую-
щие пути.
1.	Изменить жесткость и расположение вант-оттяжек.
Жесткость вант-подвесок практически не влияет на напряженно-деформирован-
ное состояние балки жесткости, пилона и вант. Усилия в элементах рассматриваемого
моста изменяется менее чем на 2% от изменения жесткости вант-подвесок на 20%. Из-
менение жесткости вант-оттяжек оказывает слабое влияние на изменение усилий в
балке жесткости и вантах, но изгибающие моменты в пилоне изменяются ощутимо.
Например, при увеличении жестокостей вант на 20% момент в пилоне снижается на
15%, а при увеличении жесткости на 40% момент снижается на 25%. Оказывается, что
не все ванты-оттяжки изменением своей жесткости в одинаковой степени влияют на
изгибающие моменты в пилоне. Влияние каждой ванты индивидуально. Наибольший
эффект на уменьшение момента оказывает нижняя ванта, удвоение жесткости которой
приводит к 20% уменьшению момента в пилоне. Напротив, удвоение жесткости верх-
ней ванты приведет к увеличению момента на 5%. Хороший эффект дает более низкое
расположение вант-оттяжек по сравнению с уровнем вант-подвесок. В результате сме-
щения вант-оттяжек на 1.2 м по сравнению с вантами-подвесками удалось на 25%
снизить изгибающий момент в пилоне Вантового моста в Риге.
2.	Изменить углы наклона вант-оттяжек к горизонту.
Изменение углов наклона вант-оттяжек к горизонту влияет на горизонтальную
податливость пилона и на усилия в нем.
356
9. Регулирование усилий
Перемещение пилона А от еди-
ничного горизонтального воздействия 50
Н, приложенного к верху вертикаль-
ного несжимаемого пилона в месте 45
примыкания ванты длиной L и жест-
костью ЕА, расположенной под углом 40
а к горизонту, можно найти по фор-
муле	35
к NL	НЕ
а =--------=-------;
ЕА  Cos а ЕА Cos2 а  Sin а 30
величина А минимальна при максиму-
ме функции f(a)= Cos2aSin а. Мак- 25
симум функции определяем, диффе- 2Q
ренцируя ее по а и приравнивая к
нулю.
— = 2  Sin2 а - Cos2а = 0,
да
откуда 2 • tg2a = 1, при этом а = 35°16'.
Ванты-оттяжки, размещенные этим углом к горизонту, имеют наибольшую
жесткость по удержанию пилона от горизонтальных смещений. Изменение углов на
± 10° приводит к увеличению деформативности пилона на 8-9%.
3.	Регулировать усилия за счет корректировки длин вант.
Регулирование изгибающих моментов в пилоне за счет корректировки длин
канатов - прием, широко используемый в мостостроении. На мосту через Даугаву в
Риге было выполнено регулирование усилий в пилоне, цель которого состояла в
уменьшении пикового значения изгибающего момента на 125 МНм. Эта величина бы-
ла примерно равной 70% момента, создаваемого постоянными нагрузками. Регулиро-
вание выполнялось за счет укорочения вант-оттяжек и соответствующего удлинения
вант-подвесок. Таким приемом было достигнуто требуемое изменение изгибающего
момента без изменения усилий в вантах-подвесках и балке жесткости. Увеличение
усилий в вантах-оттяжках не превысило 3% эксплуатационного состояния.
На мосту Флее в Дюссельдорфе эпюра моментов от регулирования была создана
юркальной по отношению к эпюре от постоянных нагрузок. В результате пилон был
вертикально обжат от суммарного действия постоянных нагрузок и регулирования.
Рационально ли такое решение, и к какому напряженному состоянию пилона
следует стремиться при регулировании в нем усилий. Для нашего примера дейст-
вующий максимальный момент М Ed в точке А больше предельного из условия проч-
ности MRd, отсюда минимальное регулирование
МЯ.min = Ed ~ Rd •
Изменение момента на стадии эксплуатации от действия временных нагрузок и
прочих воздействий ДА/ = М ы - ML в сечении А пилона сохранится и после регулиро-
вания. Казалось бы, лучшим решением является отрегулировать момент таким обра-
юм, чтобы в итоге он изменялся от -ДЛ/72до +АЛ//2, если принять постоянную
величину нормальной силы в пилоне. При этом момент регулирования должен
составить
м _МЫ+МЬ
9. Регулирование усилий
357
Такое регулирование возможно в том случае, если изменение изгибающих
моментов в процессе монтажа вант и опускания балки жесткости не превысят предель-
ных значений. Поэтому проектировщику для назначения величины регулирования
придется выполнить монтажные расчеты, и оценить наиболее опасные этапы. Как пра-
вило, чем больше регулирование моментов в пилоне, тем сложнее монтаж, с точки
зрения обеспечения прочности пилона. Поэтому может быть рекомендован следующий
путь:
1.	Исходя из минимально допустимой величины регулирования MR min, опреде-
лить величины корректировки длин вант.
2.	Выполнить расчеты монтажных состояний пилона.
3.	Проанализировать полученные результаты с точки зрения технологичности
монтажа вант и оценить, следует ли увеличивать величину регулирования
момента в пилоне.
9.3.	РАСЧЕТНЫЙ АЛГОРИТМ РЕГУЛИРОВАНИЯ
При описании расчетного алгоритма регулирования воздействие усилий на сис-
тему будет задано в виде векторов и матриц усилий или перемещений в ее элемен-
тах [2].
Пусть А - матрица единичных регулировок, т.е. матрица усилий (перемещений),
вычисленных в контролируемых точках от единичных воздействий сил регулирования.
°11	°12
а21 о22
А- .
°ml ат2
Матрица имеет т строк и п столбцов.
т - число контролируемых элементов и сечений моста, или число накладываемых при
регулировании ограничений. Каждая г-тая строка матрицы представляет собой
реакцию элемента или сечения, поочередно, на все единичные регулирования;
п - число регулировок системы. Каждый j -й столбец матрицы - это реакции в конт-
ролируемых сечениях от j -го единичного регулирования;
- усилие (перемещение), вычисленное в г-том элементе от у-го регулирования.
Для нахождения требуемых величин регулирования следует решить систему
линейных уравнений (1):
(1)
где
А-Х = М,
х =	3	bJ	—	м =	... Э	KJ —
358
9. Регулирование усилий
X - вектор неизвестных регулировок. Это искомый массив величин изменений усилий
в связях, при котором в контролируемых точках происходит желаемое изменение
усилий (перемещений). Размерность вектора п .
М - вектор желаемых результатов. Это задаваемый массив величин желаемых измене-
ний усилий (перемещений) в контролируемых точках системы. Размерность век-
тора т.
Система (1) не всегда имеет решение, которое обладает практической ценнос-
тью. Например, если т=п, и в регулировании задействованы все связи системы, же-
лаемый вектор М будет достижим для контролируемых точек, но полученный век-
тор X для точек, изменения усилий в которых не контролируются, с высокой степенью
вероятности не будет устраивать. Если т > п, т.е. тогда, когда число контролируемых
точек больше числа регулировок, при любом значении вектора X, i-e уравнение сис-
темы будет выполняться с некоторой невязкой В,. Запишем систему (1) в виде
А • X - М = В,	(2)
где В - вектор невязок;
5,
Вектор невязок может быть минимизирован по методу наименьших квадратов.
Для более гибкого решения системы и для того, чтобы имелась возможность отразить
значимость каждого из входящих в систему уравнений, введена матрица весовых
коэффициентов К, определяющая относительную значимость каждой из контролируе-
мых величин:
Kt	0	•••	О
О	К2	О
0	0	•••	К
т
Минимизация выражения \ В2
1=1
Kt= ВТК В выполняется по методу наименьших
квадратов:
—втк в =—((лх-м)тк (ах-м')]=--(хтатках-хтаткм-мтках + мткм) .
Приравниваем эту производную к нулю и воспользуемся известными формула-
ми [39] дифференцирования скаляра по вектору:
—ХТСХ = 2СХ,	—~НТС Х = ^-ХТС Н = СТН,
дХ	ЭХ	ЭХ
где Н- вектор;
С- произвольная симметричная матрица.
9. Регулирование усилий
359
Используя приведенные формулы, определяем искомую производную
-- ВТК В = 2 АТК АХ = 2 АТК М = 0.
дХ
Таким образом, уравнение относительно неизвестного вектора X имеет вид
Ат К АХ = АТК М.
Система уравнений (4) линейна, и имеет размерность и хи, не содержит линей-
но зависимых уравнений и может быть решена на компьютере с использованием стан-
дартной программы метода квадратного корня. Неизвестный вектор
х = (агк а) ' АТК М.
Вектор регулирования X характеризует такое состояние системы, при котором
среднее квадратическое отклонение полученных значений от желаемых контролируе-
мых величин регулирования минимально.
Механический подход к решению задачи регулирования не дает желаемых резу-
льтатов, особенно для большой системы. Основная тонкость заключается в задании
матрицы весовых коэффициентов, а также в выборе контролируемых точек системы и
их количества.
9.4. РАСЧЕТНЫЙ ПРИМЕР ПОСТРОЕНИЯ МАТРИЦ
Рассмотрим пример построения матрицы А на примере одного из этапов
регулирования усилий в элементах пролетного строения Южного моста через Днепр в
Киеве, исходя из сформулированных выше целей. В регулировании было задействова-
но 26 связей  24 ванты и 2 опоры (и =26). Усилия контролировались в 29 точках -
нормальные силы в 24 вантах, и изгибающие моменты в точке А в пилоне, и в балке
жесткости в точках B,C,D иЕ (ли =29). Каждому регулированию присвоен номер,
соответствующий номеру столбца матрицы: 1-12 - единичные воздействия вант-под-
весок; 13-24 - единичные воздействия вант-оттяжек. 25 и 26 - единичные воздействия
опор 12 и 13, соответственно.
Возможны два пути получения матрицы А. Первый основан на отбрасывании
связи, которой выполняется регулирование, и приложении по направлению отброшен-
ной связи единичного усилия. Такой путь требует постоянно изменять расчетную схе-
му и не может быть выполнен в течение одного расчета на одной расчетной схеме.
Второй путь основан на проведении 26 загружений одной расчетной схемы и вывода
реакций в контролируемых точках в виде отдельного файла. Нагрузкой при этом
может служить температура.
Полученная матрица А имеет размерность 29x26, или 29 строк и 26 столбцов.
Назначение величин матрицы желаемых результатов описано выше. Следует
еще задать матрицу весовых коэффициентов, введя значимость выполнения каждого
из 29 уравнения. Вначале рекомендуется назначить все весовые коэффициенты, рав-
ные единице, оценить результаты, и если потребуется увеличивать значения коэффи-
циентов для уравнений, в которых велика невязка, т.е. разность между желаемым зна-
чением и полученным.
360
9. Регулирование усилий
ЛИТЕРАТУРА
1.	Баренбойм И.Ю.,Фукс Г.Б., Карасик М.Е. Вантовый мост через Днепр в Киеве. -
Транспортное строительство. - 1972-№ 8-10.
2.	Корнеев М.М. Регулирование усилий, оценка надежности и конструктивные расче-
ты вантовых мостов. - Дисс. на соиск. учен. степ. канд. техн. наук. УДК
624.5.001.24.-М., 1987.
3.	Корнеев М.М. Исследование работы пилона вантового моста. В кн.: Исследование
конструкций искусственных сооружений для Западной Сибири и районов со
сложными условиями строительства. Сб.научн.тр. - М.Транспорт,1987. - С.73-84.
4.	Петропавловский А.А., Крыльцов Е.И., Богданов Н.Н. и др. Вантовые мосты.- М.:
Транспорт, 1985.
5.	Петропавловский А.А., Сильницкий И.А. Регулирование внутренних усилий в
вантовых сооружениях. - М.,1982.
6.	M.M.Komiev, G.B.Fuks., The South Bridge, Kyiv, Ukraine. Structural Engineering
International, Nov., 1994.
9.	РЕГУЛИРОВАНИЕ УСИЛИЙ...............................................................................................................350
9.1.	ИЗГОТОВИТЕЛЬНАЯ, НЕВЕСОМАЯ И ЭКСПЛУАТАЦИОННАЯ СХЕМЫ...........................................................................350
9.2.	РЕГУЛИРОВАНИЕ УСИЛИЙ. ЗАДАЧИ И ЦЕЛИ...........................................................................................351
9.2.1.	Задачи регулирования..................................................................................................................................352
9.2.2.	Цели регулирования......................................................................................................................................352
9.2.3.	Назначение желаемых величин регулирования...............................................................................355
9.3.	РАСЧЕТНЫЙ АЛГОРИТМ РЕГУЛИРОВАНИЯ..............................................................................................358
9.4.	РАСЧЕТНЫЙ ПРИМЕР ПОСТРОЕНИЯ МАТРИЦ............................................................................................360
ЛИТЕРАТУРА..........................................................................................................................361
9. Регулирование усилий

10.	ОРТОТРОПНЫЕ ПЛИТЫ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ МОСТОВ
Конструкция несущих элементов проезжей части стальных мостов до появления
ортотропных плит была выполнена из продольных и поперечных балок, которые под-
держивали железобетонную плнту или деревянный настил. Поверху мог быть уложен
асфальтобетон. Продольные балки были оперты на поперечные, а поперечные, в свою
очередь, - на главные балки пролетного строения. Балки могли быть установлены в
два яруса (рис. 10.1, а) и в одном уровне (рис. 10.1, б).
а)
Рис. 10.1
В конструкции плиты, показанной на рис. 10.1, в, продольные и поперечные бал-
ки поддерживают стальной лист и присоединены к нему. Такую плиту можно назвать
ортотропной.
Ортотропными называют плиты, которые состоят из пересекающихся продоль-
ных ребер и поперечных балок, приваренных к листу настила. Жесткость такой плиты
различна в перпендикулярных направлениях и поэтому она названа ортотропной, или
ортогонально анизотропной.
Ортотропные плиты впервые появились в Германии после Второй мировой вой-
ны. В это время в Германии практически все мосты были разрушены, и вопрос эконо-
мии стали стоял очень остро. Существенная экономия стали происходит за счет того,
что продольные ребра и лист настила ортотропной плиты могут быть включены в со-
вместную работу с главными балками, т.е. входить в сечение верхнего пояса. Появле-
нию ортотропных плит способствовали два обстоятельства: совершенствование сварки
и развитие теорий расчета.
Первый опыт эксплуатации ортотропных плит обнаружил у них два недостатка:
малую усталостную прочность (появление трещин в местах пересечения продольных
ребер и поперечных балок) и разрушение асфальтобетонного покрытия на плите. В
362	10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
дальнейшем этим вопросам было посвящено много исследований и в настоящее время
создан целый ряд рекомендаций, которые существенно улучшили положение.
10.1.	КОНСТРУКЦИЯ ОРТОТРОПНЫХ ПЛИТ
10.1.1.	ОБЩАЯ КОМПОНОВКА ОРТОТРОПНОЙ ПЛИТЫ
Ортотропная плита состоит из трех основных элементов:
- листа настила,
- продольных ребер,
- поперечных балок.
Принципиальная конструкция монтажного блока ортотропной плиты заводского
изготовления с полосовыми продольными ребрами показана на рис. 10.1.1.
Рис.10.1.1
Плоские продольные ребра проходят в вырезах в поперечных балках. Отверстия
для постановки болтов по концам продольных ребер и поперечных балок могут отсут-
ствовать при цельносварных стыках плит. Толщины элементов плит, расстояния меж-
ду продольными ребрами, формы вырезов в поперечных балках нормируются.
На строительной площадке плиты объединяют между собой и с главными бал-
ками пролетного строения моста при помощи сварки, или на сварке и высокопрочных
болтах. Размеры плит в плане, как правило, подчинены удобству их перевозки и мон-
тажа, а также размерам листов выпускаемого проката
Например, в бывшем СССР и сейчас плиты в подавляющем большинстве случш
имели ширину 2480 мм, так как настил готовился из листового проката шириной 2500 мм, •
продольные ребра имели высоту 180 мм из-за того, что для них использовался полосовой про»
кат, который большей ширины не выпускали.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов ----------ЯГ
Монтажный блок ортотропной плиты заводского изготовления с замкнутыми
коробчатыми продольными ребрами показан на рис. 10.1.2. Плиты такой конструк-
ции нашли основное применение за рубежом. Коробчатое ребро выгибается в холод-
ном состоянии из прокатного листа. Плиты могут быть укрупнены на заводах в
большие (перевозимые на плаву) секции. При этом используют преимущественно
сварные стыки.
Рис. 10.1.2
10.1.2.	КОНСТРУКЦИЯ ПРОДОЛЬНЫХ РЕБЕР
Продольные ребра могут иметь открытое и замкнутое поперечное сечение.
Каждый тип в свою очередь может иметь множество модификаций. Следует отметить,
что, несмотря на достоинства одной конструкции и недостатки другой, применение
каждой из них может быть оправданным в конкретных условиях.
10.1.2.1. ОТКРЫТЫЕ ПРОДОЛЬНЫЕ РЕБРА
а) Плоское попосоее ребро
Ь) Уголковое ребро
Рис. 10.1.3
с) Тавровое ребро
d) Полоса с бульбой
Типичные сечения открытых продольных ребер показаны на рис. 10.1.3. Ребра
приварены к листу настила с двух сторон угловыми швами с катетом шва 6-7 мм (как
правило, сварка выполняется двухдуговым автоматом под слоем флюса сплошной
проволокой). Больший, чем 7 мм, катет не удается удержать при сварке в вертикаль-
364
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
ном положении - металл шва стекает. Но и при таких катетах при автоматической
сварке обеспечивается существенное проплавление сечения ребра.
а)	Плоское полосовое ребро. Первые ортотропные плиты выпускались с полосовыми
ребрами (патент 1947 г.) вплоть до середины 50-х годов. В настоящее время за ру-
бежом плит с полосовыми ребрами почти не делают. К 1975 г. доля мостов, постро-
енных с полосовыми продольными ребрами, уже не превышала 10%, в то время,
как в странах СНГ эта конструкция остается и сейчас самой популярной. Основное
достоинство полосовых ребер - это простота при изготовлении и при монтаже. К
недостаткам следует отнести относительно малую изгибную жесткость и практиче-
ски нулевую крутильную жесткость, что требует частой постановки поперечных
балок. Толщина ребер tr должна быть не менее 12 мм; высота ребра h около
200 мм. Обычное расстояние между поперечными балками, т.е. пролет продольного
ребра равен 2.5-3 м.
Ь)	Уголковое ребро. Появилось в середине 50-х годов. Пришло вслед за полосовым.
Сейчас редко встречаемая конструкция. Имеет большую по сравнению с полосо-
вым ребром изгибную жесткость и большую устойчивость, что позволяет расстоя-
ния между поперечными балками увеличивать до 3.5 м. Имеет более сложный мон-
тажный стык по сравнению с полосовым ребром.
с)	Тавровое ребро. Профиль может быть создан и в сварном варианте. Появилось вме-
сте с уголковым. Конструкция позволяет создать в сварном варианте ребро боль-
шого сечения и увеличить расстояние между поперечными балками до 4-4.5 м.
Имеет более сложный монтажный стык по сравнению с полосовым ребром.
d)	Полоса с бульбой. Используется стандартный прокатный профиль, широко приме-
няемый у судостроителей. Преимущество перед тавровым заключается в меньшем
ослаблении стенки поперечной балки вырезами для его пропуска.
10.1.2.2. ЗАМКНУТЫЕ ПРОДОЛЬНЫЕ РЕБРА
Замкнутые ребра появились в середине 50-х годов, и сразу их конструкция стала
наиболее популярной за рубежом (рис. 10.1.4).
Рис. 10.1.4
Замкнутое ребро изготавливают из прокатного листа толщиной 6-8 мм при по-
мощи холодной гибки. Ребро приварено к листу настила двусторонними швами лишь
снаружи. Внутренняя полость замкнутых ребер в конструкциях мостов должна быть
герметичной. Замкнутые ребра по сравнению с открытыми обладают значительно
большей крутильной жесткостью и, как следствие, деформации плиты с замкнутыми
ребрами меньше, чем плиты с открытыми ребрами.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
К недостаткам замкнутых ребер можно отнести более сложные монтажные сты-
ки. Швы приварки ребер к листу настила односторонние и должны обеспечивать прак-
тически полное проплавление (не менее 80 % сечения ребер по проекту Eurocode).
е)	Трапециевидное ребро. Появилось в середине 50-х годов. Закрытое ребро, выгнутое
в форме трапеции из листа толщиной 6-8 мм. В настоящее время эта конструкция
наиболее популярна за рубежом. Расстояние между поперечными балками может
быть увеличено до 6-7 м. Минимальный радиус закругления холодногнутого ребра
25 мм.
f)	V- ребро. Появилось в середине 50-х годов. Закрытое ребро, выгнутое в форме ла-
тинской буквы V из листа толщиной 6-8 мм. Минимальный радиус закругления хо-
лодногнутого ребра 25 мм.
g)	Круговое ребро. Появилось в середине 50-х годов. Закрытое ребро с нижним радиу-
сом закругления более 100 мм, выгнутое из листа толщиной 6-8 мм.
Пример конструктивного решения продольного ребра для ортотропной плиты
пролета разводного моста через Гавань в Киеве показан на рис.10.1.5.
Узел А
Ручная сварка
Автоматическая сварка
Рис. 10.1.5
Чертеж требует некоторых пояснений. При проектировании ребра были выпол-
нены следующие обязательные требования европейских [2] и американских норм [3].
Требования этих норм не противоречат, а дополняют друг друга, поскольку отталки-
ваются от единых критериев проектирования.
366
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
10.1.3.	РЕГЛАМЕНТАЦИЯ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ПЛИТЫ
Перечисленные далее требования к конструированию ортотропных плит - след-
ствие огромной теоретической и исследовательской работы, которая проводится уже
более 50 лет.
Основные параметры плит были определены в основном исходя из двух крите-
риев:
-	усталостной прочности плит,
-	работы покрытия на плите.
10.1.3.1. ТРЕБОВАНИЕ К ЖЕСТКОСТИ ПЛИТЫ
В нормах [2] показан график зависимости момента инерции ребра от его проле-
та. Этот график принят на основании немецких норм 1987 года DIN 18809 и изображен
на рис. 10.1.6.
Момент инерции 1ь продольного ребра с листом настила относительно горизонтальной оси, см 4
Рис. 10.1.6. Минимальная изгибная жесткость продольных ребер
На графике видны две кривых. Кривая 1 относится к удаленной от стенки глав-
ной балки (ГБ) части ортотропной плиты. Гибкость этой части плиты может быть
больше, чем для части плиты, приближенной к главной балке - кривая 2. Выполнение
этого требования предотвращает появление продольной трещины в покрытии над
стенкой ГБ. Момент инерции ребра принимается с участком листа настила шириной
а + е.
10.1.3.2. МИНИМАЛЬНАЯ ТОЛЩИНА ЛИСТА НАСТИЛА
Минимальная толщина листа настила ортотропной плиты по нормам [2] для
предотвращения разрушения покрытия под колесами транспорта должна составлять:
'	-12 при толщине покрытия > 70мм1’;
 (т,п -14 ПРИ толщине покрытия < 70 мм.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостог
367
Нормы США [3] устанавливают минимальную толщину листа настила незави-
симо от толщины покрытия равной 14 мм, но не менее 4% от наибольшего расстояния
между стенками ребер.
15 В работе [7] выполнен детальный анализ работы различных систем покрытия на ор-
тотропных плитах проезда, и выводы из нее вытекающие не могут обосновать требований ев-
ропейских норм. Суть в том, что существуют синтетические системы покрытия (эпоксидные,
полиуретановые, метакрилатные, полиэстеровые) толщиной 10-20 мм, которые хорошо ведут
себя на гибких ортотропных плитах. В нормах [2], очевидно, речь идет об асфальтобетонных
покрытиях.
Опыт эксплуатации ортотропных плит с листом настила 12 мм при асфальтобе-
тонном покрытии проезда толщиной 8 см оказался отрицательным и в условиях Ук-
раины. Трещины на асфальте над стенками продольных ребер образовываются уже че-
рез 3-5 месяцев эксплуатации покрытия. Поэтому плиты с листом настила 12 мм не
должны применяться без особого обоснования.
10.1.3.3	. МАКСИМАЛЬНОЕ РАССТОЯНИЕ МЕЖДУ СТЕНКАМИ РЕБЕР
Наибольшее расстояние между стенками продольных ребер ортотропной плиты
по нормам [2] не должно быть больше чем 300 мм.
10.1.3.4	. МИНИМАЛЬНАЯ ТОЛЩИНА ПРОДОЛЬНОГО РЕБРА
Толщины стенок продольных ребер должны быть проверены на устойчивость
(см. главу 6 «Расчеты прочности и устойчивости»). При этом:
минимальная толщина замкнутого ребра - 6 мм; [2]
минимальная толщина полосового ребра - 12 мм; [1]
минимальная толщина стенки полособульба - 6 мм.
Минимальный радиус загиба замкнутого ребра не менее 4 толщин ребра.
10.1.4.	ПОПЕРЕЧНЫЕ БАЛКИ
Поперечные балки служат для поддержания продольных ребер и передачи сум-
марной нагрузки на главные балки. Они, как правило, имеют двутавровое сечение. Лист
настила, приваренный к стенке поперечных балок, является верхним поясом. Стенка
балки толщиной 8-14 мм имеет вырезы для пропуска продольных ребер. В современных
коробчатых пролетных строениях с ортотропными плитами с замкнутыми продольными
ребрами, где требуется воспринять большую поперечную силу, вместо обычных попе-
речных балок могут быть устроены диафрагмы. Шаг расстановки поперечных балок от
2 до 6 и более метров, в зависимости от конструкции продольных ребер.
Форма выреза для пропуска ребер различных конфигураций нормируется. Из-
ложенные далее требования выработаны на основании критерия усталостной долго-
вечности плит.
10.1.5.	УЗЕЛ ПЕРЕСЕЧЕНИЯ ПРОДОЛЬНЫХ РЕБЕР И ПОПЕРЕЧНЫХ БАЛОК
Узел пересечения продольных ребер и поперечных балок оказался самым слож-
ным для конструирования элементом ортотропных плит, с точки зрения обеспечения
его выносливости.
368
/0. Ортотропные плиты проезжей части мостов
10.1.5.1.	УЗЕЛ С ЗАМКНУТЫМИ РЕБРАМИ
Рекомендации по конструированию узла пересечения продольных ребер и попе-
речных балок можно свести к следующему (рис. 10.1.7): ребро непрерывное проходит
в вырезе в стенке поперечной балки со свободным вырезом у низа ребра; сварка вы-
полнена только по боковым граням ребра; в верхней части свободный вырез отсутст-
вует. Эта конструкция должна быть применена во всех случаях, кроме оговоренных
особо.
Рис. 10.1.7
При проектировании узла следует соблюдать четыре рекомендации:
1)	шов приварки ребра к стенке должен быть максимально длинным;
2)	свободный вырез в основании ребра должен быть минимальным по ширине;
3)	расстояние между вырезами должно быть максимально большим;
4)	радиус закругления свободного выреза должен быть максимальным.
Вырез в стенке поперечной балки в основании ребра дает возможность избежать
сварки в зоне, где нормальные напряжения от изгиба ребра наибольшие. В то же время
такой вырез уменьшает длину шва прикрепления ребра к стенке поперечной балки и
ослабляет сечение поперечной балки на действие поперечной силы.
На рис. 10.1.8 показаны места расположения четырех потенциальных трещин:
1	-я - в поперечной балке на краю свободно-
го выреза;
2-я - в поперечной балке на краю шва при-
варки ребра;
3-я - в поперечной балке вдоль кромки шва;
4-я - в продольном ребре у кромки выреза.
Выявить причины появления каждой
трещины в отдельности практически нель-
зя, так они являются следствием сложного
Рис.10.1.8
11	ап ряженно-деформ ированного состояния
узла. В то же время некоторые напряжения можно качественно оценить, а также под-
твердить рекомендации для конструирования приведенные ранее.
Научными центрами шести стран Европы (Германия, Бельгия, Франция, Италия,
Нидерланды и Англия) были исследованы конструктивные решения и пределы вынос-
ливости соединений ортотропных плит, некоторых болтовых соединений и узлов глав-
ных балок [8]. Результаты этого отчета логичны. Они приняты во внимание при клас-
сификации сварных соединений по пределу выносливости в [2]. Одним из основных
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Ж
24—3-941
вопросов, которые исследованы в отчете, является поиск лучшего выреза в стенке по-
перечной балки для пропуска продольного ребра. Рекомендации, приведенные выше,
взяты из этого отчета. Для оценки и понимания этих рекомендаций далее выполнен
некоторый их анализ.
Рекомендация 1. Шов приварки ребра к стенке должен быть максимально
длинным; свободный вырез в верхней части запрещен. Уменьшение длины шва приво-
дит к увеличению уровня касательных напряжений в шве от действия поперечной си-
лы. Конец и начало лобового шва являются концентраторами. Рекомендация естест-
венна.
Рекомендация 2 и 3. Ширина выреза должна быть минимальной, расстояние
между вырезами должно быть максимальным.
Рис. 10.1.9
В одной из редакций американских норм (AASHTO march 2,1993) дан пример
расчета и определены пределы выносливости для сечения А-А стенки поперечной бал-
ки между вырезами (рис. 10.1.9). Суть расчета сводится к следующему: От поперечной
силы Q, действующей в сечении В-В, возникает сдвигающая сила Т, приложенная по
кромке стенки в месте сварки с настилом. От силы Т действующей на плече Л, возни-
кает изгибающий момент в сечении А-А. В сечении А-А стенки возникают нормальные
и касательные напряжения. Нормальные напряжения (вычисленные по линейной эпю-
ре) сопоставляются с предельными.
„	-	„ QS(a + e)
Сдвигающая сила собрана на длине а + е и составляет Т = ——!;
S
момент в сечении А-А М ~Т h;
напряжение по Z в точке С в сечении А-А составляет oz =	.
Л
Отсюда Q - поперечная сила в сечении В-В;
S - статический момент сдвигаемой части листа настила;
/,	- момент инерции сечения поперечной балки (брутто);
WA_A - момент сопротивления сечения А-А.
Предел выносливости при 2000000 циклов для размаха нормальных напряжений
oz был ограничен в AASHTO величиной 80 МПа. В новой редакции норм AASHTO
370
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
данная проверка отсутствует. Следует отметить, что уровень напряжений а, получа-
ется очень высокий в практических задачах. Например, поперечная балка ортотропной
плиты имеет следующее сечение: верхний пояс = 2500-14 мм; стенка = 800 12 мм;
нижний пояс = 360-16 мм. Значение а + е= 600 мм; расстояние в свету между вырезами
- 6=300 мм; Плечо - h = 200 мм. При величине поперечной силы Q = 200 КН (усилия
возникают от нагрузки А-11 при двух полосах проезда), напряжения аг = 155 МПа.
Если же размер b увеличить до 400 мм, то напряжения упадут до аг = 87 МПа. В ре-
альной плите размер b не мог быть увеличен до 400 мм.
Вот как трансформировалось это требование в нормах [12].В случае непрерыв-
ных продольных ребер с вырезами в поперечных балках, поперечные балки должны
быть запроектированы как фермы с вырезами (рис. 10.1.10). Проверки должны учиты-
вать эффекты концентрации напряжений.
Для избежания усталостных трещин у вырезов в нормах [12] приведены сле-
дующие рекомендации:
- ограничить напряжения в предельном состоянии по прочности в критических сече-
ниях А-А и В-В (рис. 10.1.11) пределом текучести;
- определить толщину стенки
сти за счет поворота ребра.
В случае непрерыв-
ных продольных ребер без
вырезов критерии напряже-
ния в сечениях А-А и В-В
(рис.10.1.11) должны быть
определены с использовани-
ем эффективной ширины
стенки ребра beff =5 t
Рекомендация 4. Ради-
vc в основании свободного
выреза должен быть макси-
с учетом комбинации работы в плоскости и из плоско-
Рис. 10.1.11. Оценка распределения напряжений
иально большим. Напряже-
ния, вычисленные в преды-
1ущем примере, не учиты-
нают концентрацию напря-
жений у кромок вырезов. Реальные напряжения значительно больше.
Для данной схемы величины коэффициентов концентрации напряжений к в за-
висимости от значений радиусов выкружек г приведены в табл. 10.1.1, данные
R.E.Peterson.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
ЗЯ
-14*
Таблица 10.1.1
г, мм	15	17.5	20	25	30	40
к	2.8	2.6	2.4	2.2	2.05	1.92
(требование норм [2]);
(требование норм [3]).
Теоретические коэффициенты концентрации напряжений, найденные по разным
методикам, несколько отличаются между собой. В реальных условиях нас интересует
эффективный коэффициент концентрации напряжений, который равен отношению
предела выносливости образца без концентратора к пределу выносливости образца с
концентратором и получить его можно только в результате эксперимента. Но в любом
случае очевидно, что чем больше радиус свободного выреза, тем лучше.
Рекомендация 5. Расстояние от низа ребра до верха свободного выреза должно
быть не менее
-	0.15 hr
-	0.3 hr
При сжатых нижних кромках продольного коробчатого ребра возникают вто-
ричные напряжения за счет пуассоновских явлений при основном сжатии в ребре. При
этом, ребро изгибается в стороны и давит на стенки выреза в поперечной балке. Вели-
чина изгибных напряжений, возникающих при этом, обратно пропорционально высоте
свободного выреза на конце ребра. Чем больше высота выреза, тем меньше изгибные
вторичные напряжения в ребре [8].
Кроме того, изгиб стенки поперечной балки из плоскости при поворотах про-
дольного ребра будет тем меньше, чем выше расположен свободный вырез.
Если выполнить все вышеприведенные рекомендации, то очевидно, что лучшей
конструкцией с точки зрения усталостной прочности является V-образное ребро (см.
рис. 10.1.4, f). Но у такого ребра момент инерции относительно горизонтальной оси
меньше, чем у трапециевидного ребра. Поэтому проектировщик должен сам принять
решение, какой тип ребра применять.
Перечень требований, предъявляемых нормами [12] для соединений продольно-
го ребра с поперечной балкой, с устройством выреза в поперечной балке следующий.
1. Продольные ребра должны быть непрерывными и проходить через вырезы в попе-
/////////777/7777^7777777
речных балках.
Вырез должен быть выполнен вокруг ни-
за ребра, но свободные вырезы в примы-
кании ребра к листу настила не допуска-
ются.
Свободные вырезы должны иметь сле-
дующие рекомендуемые размеры:
V-образное ребро: постоянный радиус
75 мм вокруг того же центра, что и изгиб
конца ребра (см. рис. 10.1.4.).
Трапециевидное ребро: минимальные раз-
меры свободного выреза (рис. 10.1.12).
Круговое ребро должно иметь нижний
с каждой стороны от прямой части до начала
2.
hr
25 mm
h >=0.15 h
b = 25 mm
Рис. 10.1.12. Форма выреза в стенке
3.
радиус 100 мм и радиус выреза 35 мм
кривой стенки ребра (рис. 10.1.4). Соединительный радиус выреза 140 мм из того же
центра, что и загиб ребра
4. Кроме этого, при проектировании выреза следует выполнять следующие требования:
- специальное внимание следует уделять гладкости кромок свободных вырезов. За-
сечки и неровности не допускаются;
372
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
-	швы должны быть замкнуты на кромках вырезов;
-	тело швов должно быть не менее 50% толщины стенки поперечной балки;
-	подрезы не допускаются.
В некоторых случаях, например для устройства герметизации, допускается про-
ход ребер через стенку поперечной балки без свободного выреза. При этом лучшее со-
противление усталости показывают трапециевидные ребра или круглые ребра, обва-
ренные по контуру. Максимальный зазор между стенкой поперечной балки и ребром
должен составлять 3 мм и минимальное тело шва 50% толщины стенки поперечной
балки.
В исключительных случаях, например, в плитах для легкого транспорта или для
торцевых продольных ребер в месте деформационного шва, продольные ребра могут
быть прерваны на стенке поперечной балки.
При этом следующие требования должны
быть удовлетворены:
-	пролет продольного ребра < 2.75 м;
-	приварка продольных ребер к попереч-
ным балкам с полным проплавлением, с
подготовкой кромок, как показано на рис.
10.1.13;
-	технология монтажа и сварки должна
быть решена с условиями предотвраще-
ния усадочного эффекта;
-	100% инспекция швов.
через стенку поперечной балки
10.1.5.2. УЗЕЛ С ОТКРЫТЫМИ РЕБРАМИ
Рекомендации для проектирования плиты с открытыми ребрами можно свести к
следующему (рис. 10.1.14).
1.	Шов приварки ребра к стенке должен быть максимально длинным.
2.	Свободный вырез в основании ребра должен быть максимально удален от кон-
ца ребра.
3.	Ширина свободного выреза должна быть минимальной.
4.	Радиус закругления свободного выреза должен быть максимальным.
Рис.10.1.14
На рис. 10.1.15 показаны этапы зарождения трещин в ортотропной плите с поло-
совыми ребрами, имеющими верхний вырез.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
373
1.	Первая трещина появляется у кромки нижнего выреза в месте примыкания к ребру.
Напряженное состояние в этой зоне достаточно сложное, и определяется перемен-
ными нормальными напряжениями в ребре от его изгиба, напряжениями на конце
шва, вызванными сдвигом и, напряжениями, вызванными деформациями попереч-
ной балки из плоскости стенки за счет поворота ребра.
1)	2)	3)	4)
Рис.10.1.15
2.	Вторая трещина появляется у верхнего выреза и двигается вниз навстречу первой.
3.	Трещины смыкаются.
4.	После того, как поперечная сила с ребра не может быть передана на стенку попереч-
ной балки (разрезана трещиной), наиболее нагруженными зонами являются края вы-
резов у листа настила. В этих точках поперечная сила с продольного ребра передается
на поперечную балку. Трещины 3 и 4 могут далее развиваться в листе настила.
Рекомендация 1. Шов приварки ребра в стенке должен быть максимально
длинным. Рекомендация заключается в желании уменьшить уровень касательных на-
пряжений в шве. При этом верхний вырез в стенке балки не делать. Он уменьшает
длину шва и образовывает дополнительный концентратор.
Рекомендация 2. Свободный вырез в основании ребра должен быть максималь-
но удален от конца ребра. Заключается в желании удалить кромку выреза от низа реб-
ра по следующим причинам:
-	Вырез в основании ребра дает возможность избежать сварки в зоне, где нормаль-
ные напряжения от изгиба ребра наибольшие.
-	Продольное ребро оперто на поперечную балку так, как оперта неразрезная балка
на промежуточную опору. Поперечная сила с ребра передается на стенку попереч-
ной балки и воспринимается швом приварки к стенке. При проходе временной на-
грузки ребро поворачивается и выгибает стенку поперечной балки из плоскости.
Понятно, что чем выше расположен вырез, тем меньше деформации стенки попе-
речной балки из плоскости и тем меньше напряжения в месте приварки. Рекомен-
дация аналогична вышеприведенной для замкнутого ребра.
Рекомендация 3. Ширина свободного выреза должна быть минимальной. Чем
меньше ширина выреза, тем меньше ослаблено сечение стенки между ребрами (см.
рис. 10.1.9). Уровень напряжений oz в плите с полосовыми ребрами всего на 22%
меньше, чем у плиты с замкнутыми ребрами при прочих равных условиях. Для откры-
тых ребер таврового и уголкового сечения, где вырезы существенно шире и ослабле-
ние стенки больше, напряжения на кромках вырезов могут превысить значения полу-
ченные для замкнутых ребер.
Рекомендация 4. Радиус закругления свободного выреза должен быть макси-
мальным. Чем больше радиус закругления, тем меньше концентратор на краю свобод-
ного выреза. Рекомендация пояснена выше.
Пример выреза для пропуска полосового ребра показан на рис. 10.1.16. Эта ре-
альная конструкция, запроектированная для моста Дикмен в Турции. Лист настила ор-
тотропной плиты толщиной 14 мм имеет ширину 2480 мм. Полосовое ребро выполне-
374
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
но из полосы 180*12 мм. Шаг поперечных
балок 2.5 м. Лист настила имеет парал-
лельную разделку кромок для устройства
стыковых швов с применением металло-
химической присадки
Для пропуска продольных ребер в
стенке поперечной балки образованы вы-
резы. Вырез в верхней части ребра со сто-
роны наложения шва не сделан, а сделан
скос 8x8 для пропуска продольного шва
приварки ребра к листу настила. Вырез в
основании ребра поднят над низом ребра
на 45 мм или на 0.25 высоты ребра.
Шов приварки ребра к стенке вы-
полнен катетом 6 мм и замкнут по контуру.
10.1.6.	ТРЕБОВАНИЯ ДЛЯ ПЛИТ
ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ МОСТОВ
Вырезы в стенке поперечной балки
Ранее были приведены основные	Рис. 10.1.16
требования по конструированию ортотроп-
ных плит под автомобильную нагрузку. В дополнение к этим требованиям нормы [12]
приводят правила для проектирования плит под железнодорожную нагрузку.
10.1.6.1.	НАСТИЛ
Толщина листа настила ограничена:
/ •„ - 14/и/и и t.„
> е
“40 ’
где е- максимальное расстояние между стенками ребер.
10.1.6.2.	ПРОДОЛЬНЫЕ РЕБРА
Прерывать продольные ребра допускается, однако они должны иметь понижен-
ную классификацию по усталости.
На рис. 10.1.17 показаны возможные конфигурации вырезов в стенках попереч-
ных балок для пропуска открытых ребер. Форма выреза и стыки для трапециевидного
ребра изображены на рис. 10.1.18.
Рис. 10.1.17. Свободные вырезы для полосовых ребер
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
TH
1.	Рекомендуются вырезы круговой формы или формы яблока (рис. 10.1.17, a-d). Ра-
диус должен быть 40-50 мм.
2.	В случае трапециевидных ребер с вырезами в стенке поперечной балки, рекоменда-
ции должны быть приняты по рис. 10.1.18.
3.	Геометрия трапециевидных ребер должна отвечать требованию для автодорожных
мостов.
4.	Стык ребер должен быть выполнен в пределах 0.15 eQT - 0.25 eQT длины пролета
продольного ребра.
Д	Без верхнего выреза	С верхним вырезом
Рис. 10.1.18. Детали стыка трапециевидного ребра и поперечных балок
10.1.6.3.	ПОПЕРЕЧНЫЕ БАЛКИ
Геометрия поперечной балки под однопутные мосты должна удовлетворять сле-
дующим требованиям (рис. 10.1.19).
Рис.10.1.19. Рекомендации по геометрии балки однопутных мостов
Требования по геометрии поперечной балки и ребер:
расстояние между ребрами
600 <ет < 900 мм;
пролет продольного ребра
отношение высоты ребра к высоте стенки
толщина продольного ребра
толщина стенки поперечной балки
2500 < eQr < 3500 мм;
hT „ .
-^-<0.4;
^QT
6<tT <10 мм;
16 < tQT < 20 мм.
376
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
10.1.7.	СТЫКИ ОРТОТРОПНЫХ плит
10.1.7.1.	ПОПЕРЕЧНЫЕ СТЫКИ
Поперечные стыки ортотропных плит - это стыки, в которых стыкуется лист на-
стила и продольные ребра. Стыки могут быть:
-	цельносварными (сварка листа настила и продольных ребер);
-	на высокопрочных болтах (стык листа настила и продольных ребер с накладками на
высокопрочных болтах);
-	болто-сварными (стык листа настила на сварке; стык продольных ребер на высоко-
прочных болтах).
10.1.7.1.1.	ЦЕЛЬНОСВАРНОЙ СТЫК
Цельносварной стык плиты с ПОЛОСОВЫМИ РЕБРАМИ предусматривает
сварку встык листа настила без вставки и продольных ребер со вставкой. Вначале вы-
полняется автоматическая сварка стыковых швов листа настила, затем ручная сварка
стыковых швов вставки продольных ребер и последней - ручная сварка угловых швов
приварки ребра к листу настила. Длина вставки продольного ребра должна быть не
менее 20 tr (толщин ребра) для мостов обычного исполнения, и 40 tr - для северного
исполнения.
Очередность операций при устройстве сварного поперечного стыка ортотроп-
ных плит в настоящее время следующая.
ПОДГОТОВКА СТЫКА ПОД СВАРКУ
ПОДГОТОВКА КРОМОК ПОД СВАРКУ
Рис. 10.1.20
1.	Примерка плиты по месту и прирезка кромок листа настила. Примерка по месту оз-
начает установку плиты в плановое проектное положение и подгонку плановых раз-
меров к уже смонтированной части конструкции. Для подгонки размеров листа на-
стила плиты предусмотрен избыточный размер ее листа - “на прирезку”, как прави-
ло 30 мм, для компенсации строительных неточностей.
2.	Автоматическая сварка под флюсом на медной подкладке стыкового шва листа на-
стила. Сварка на остающейся подкладке настильного листа ортотропных не допус-
кается.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов

3.	Ручная дуговая сварка стыковых швов вставки продольных ребер (шов С 25 ГОСТ
5264-80).
4.	Сварка потолочных тавровых швов (шов Т 3 ГОСТ 5264-80, катет 6 мм).
Ультразвуковой контроль стыковых швов и визуальный контроль тавровых
швов. Стыковые швы должны быть 1-й категории, угловые швы - 2-й категории.
На рис. 10.1.20 показана подготовка кромок для сварки различными способами.
Стыковые швы листа настила могут быть выполнены с применением двух видов авто-
матической сварки сплошной проволокой под флюсом на медной подкладке: много-
проходной автоматической сваркой с ручной подваркой корня шва (шов С 18 ГОСТ
8713-79); сваркой с металло-химической присадкой (МХП). В качестве металлохими-
ческой присадки используется рубленная сварочная проволока 2x2 мм и натрий фтор.
Зазор между кромками заполняется присад-
кой, что позволяет выполнять сварку тол-
щин проката до 14 мм в один проход сва-
рочного аппарата. При толщинах до 16 мм
выполняют разделку кромок с параллель-
ными гранями, а при больших толщинах -
разделку под углом.
Цельносварной стык плиты с
ЗАМКНУТЫМИ РЕБРАМИ также выпол-
няется с использованием вставки ребра
(рис. 10.1.21). Вначале варится стыковой
шов листа настила и выполняется его зачи-
стка снизу, в месте приварки стенок вставки
ребра. Затем приварка остающихся подкладок по контуру примыкающих ребер. После
этого производится прирезка вставки ребра по месту с тем, чтобы зазоры в стыках бы-
ли не менее 6 мм. Производится сварка стыковых швов в последовательности, указан-
ной на рис. 10.1.22, т.е. вначале сваривается нижняя часть ребра, и только затем боко-
вые стенки. После того, как стыковые швы заварены, выполняется сварка «в потолок»
угловых швов примыкания ребра к настилу (см. рис. 10.1.5).
Рис. 10.1.22
Для сварки потолочного шва приварки ребра к листу настила может быть при-
менено сварочное оборудование, описанное в главе 8. Следует обратить внимание на
соблюдение минимального зазора в стыке на остающейся подкладке. Его величина не
378
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
должна быть менее толщины свариваемых ребер. Величина зазора существенно влияет
на предел выносливости стыкового соединения.
10.1.7.1.2.	СТЫК НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
Стык листа настила на парных накладках на высокопрочных болтах создает
проблемы с водоотводом и покрытием на плите и поэтому такая конструкция может
быть применена только там, где сварка листа настила невыполнима либо затруднена
по климатическим условиям (рис. 10.1.23).
На мосту Порт Мэн, Канада для возможности постановки болтов в нижней час-
1И коробчатого ребра создан вырез (рис.10.1.24). Болты стыка листа настила имели по-
1айные головки для облегчения устройства покрытия. Для предотвращения попадания
кислорода (окислителя, вызывающего коррозию) во внутрь коробок, ребра заглушены
шафрагмами. Диафрагма приварена к ребру до его приварки к листу настила. Остаю-
щийся зазор между листом настила и диафрагмой заполнен герметиком.
Рис. 10.1.24
10.1.7.1.3. БОЛТО-СВАРНОЙ СТЫК
Комбинированный стык, в котором соединения на сварке совмещаются с соеди-
нениями на высокопрочных болтах. Лист настила при этом сваривается, а продольное
ребро соединяется на высокопрочных болтах. Такая конструкция стыков наиболее
(шспространена в плитах с полосовыми ребрами.
Стыки продольных полосовых ребер могут быть выполнены со вставкой ребра и
>ез вставок. Назначение вставки в такой конструкции - обеспечить прилегание накла-
1ок при том, что ребра несоосны. Альтернативой этому могут быть незаваренные швы
фнварки продольных ребер к листу настила - роспуски по концам швов длиной 150
'00 мм. На рис. 10.1.25 показан пример стыков обеих конструкций.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
379
Конструкция стыка со вставкой ребра имеет то преимущество, что отсутствуе)
ручная сварка подварки роспусков на монтаже, поскольку она более трудоемка, чем
постановка двух дополнительных болтов.
Стык со вставкой ребра
Стык без вставки ребра
Пример болто-сварного стыка плиты с коробчатыми ребрами показан на
рис. 10.1.26. Стык был разработан для плиты Подольского моста через Днепр в Киеве.
В отличие от конструкции, изображенной на рис. 10.1.24., где на мосту Порт
Мэн в Канаде вырез был образован в нижней части ребра, в конструкции показанной
на рис. 10.1.26, вырез образован в верхней части ребра вблизи нейтральной оси, что по-
зволяет практически не ослаблять стыкуемое сечение.
Рис. 10.1.26
Примером реализованного комбинированного стыка, где лист настила сварен, а
коробчатое ребро состыковано на высокопрочных болтах, может служить стык на виа-
дуке Троге Нэк в Нью-Йорке. Вырезы для установки болтов выполнены в средней час-
ти стенок ребра, а накладки установлены только с наружной стороны.
На висячем мосту Акаши в Японии с пролетом 1990.8 м, где ортотропные плиты
проезда не включены в состав сечения главных ферм, вырезы для постановки болтов в
коробчатых ребрах выполнены в нижней части ребер.
380
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
10.2. РАСЧЕТЫ ОРТОТРОПНЫХ ПЛИТ
10.2.1. КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОЧЕРК
Теория расчета ортотропных плит (определения усилий в продольных ребрах и
поперечных балках) была впервые предложена в Германии инженером Др. В. Корне-
лиусом, обладателем патента на мостовые плиты с открытыми ребрами в 1947 г. Он
принял, что изгибная жесткость продольных ребер и поперечных балок распределяется
равномерно в перпендикулярных направлениях на каждом метре длины, т.е., как бы
«размазал» ребра и поперечные балки по листу настила. Тогда характеристическими
параметрами идеализированной схемы есть две жесткости:
погонная изгибная жесткость в поперечном направлении Dx = EIF / L;
погонная изгибная жесткость в продольном направлении Dy = RIr /а,
где IF и j - изгибная жесткость соответственно поперечной балки и продольного
ребра;
L - расстояние между поперечными балками;
а - расстояние межу продольными ребрами;
Е - модуль упругости.
Эти параметры жесткостей используются в следующем дифференциальном
уравнении:
_ д4О>	д4й)	_ <?4<О
—~~ + 2Н—-—- + Z)—— = р(х,у).	(10.2.1)
х дх4	дх4ду4 у ду4	V
Здесь: <у - прогиб середины плиты; Н- коэффициент жесткости при кручении;
р- функция координат х и у. Уравнение было получено в 1914 г. М.Т. Губером,
профессором Львовского политехнического института. Но дело в том, что для инже-
нерных нужд данное уравнение не годится. Даже в простых ситуациях возможны ма-
тематические трудности при его решении.
В 1957 г. инженер Др. В. Пеликан и его сотрудница Др. Мария Еслингер пред-
ложили рассматривать продольные ребра как неразрезные балки на упруго проседаю-
щих опорах. При этом жесткостью при кручении для открытых ребер можно пренеб-
речь. Дифференциальное уравнение Губера примет вид дифференциального уравнения
простой балки
=	(10.2.1)
оу
При этом, нужно учитывать распределение нагрузки от колес транспорта между
соседними продольными ребрами. Эта методика дает достаточно хорошие результаты
для практического проектирования плит с открытыми ребрами.
Почти до конца 80-х годов определение усилий в элементах ортотропных плит
выполнялось вручную по методу ростверка (балочной клетки), по формулам и табли-
цам книги, опубликованной Гельмутом Гомбергом и Карлом Тренксом [10]. Эти таб-
лицы были использованы при расчете ортотропных плит Московского моста в Киеве.
Расчетная схема ортотропной плиты - свободно опертый по контуру ростверк из систе-
мы поперечных балок, опертых на бесконечно большое количество упруго податливых
и поворачивающихся опор - лист настила с продольными ребрами. При расчленении
плиты на балочную клетку покрывающий лист совместно с продольными ребрами ап-
проксимируется континуальной (непрерывной) системой, с приведенной жесткостью
иа погонный метр ширины плиты. Ширина покрывающего листа, включаемого в со-
вместную работу с поперечными балками, принимается 0.2 пролета поперечной балки.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Ж
но не больше расстояния между балками. Теория метода ростверка основана на ортого-
нализации неизвестных с представлением внешней нагрузки и внутренних усилий в
виде групповых факторов, изменение которых описывается тригонометрическими функ-
циями. Конечные результаты получаются как суммы п - членов ряда. При расчетах ор-
тотропной плиты нужно учитывать 3 члена ряда, а в практических целях, даже 1 в запас.
Результатом расчета является построение поверхностей влияния изгибающих
моментов и поперечных сил в сечениях поперечных балок и продольных ребер.
В качестве исходных данных нужно знать жесткости ростверка.
Изгибную
Z=f_Z |
для каждого n - члена ряда вычисляют
z = 48Ь
,n> nW
(10.2.3)
(10.2.4)
Крутильную
Z,
lei^
8/ GIsk
(10.2.5)
для каждого п - члена ряда вычисляют
Z
= /
к(п> nW к’
где L - пролет поперечной балки;
/ - пролет продольного ребра;
Л - погонный момент инерции продольного ребра 7s/a = Id /а-,
-	момент инерции поперечной балки при изгибе;
-	момент инерции поперечной балки при кручении (для поперечных балок
стальных ортотропных плит этой величиной можно пренебречь);
-	модуль упругости;
-	модуль сдвига.
Поверхность влияния усилий в поперечной балке i в сечении х при нагрузке р=1
на поперечной балке к в сечении и строят по следующим формулам:
изгибающие моменты
(10.2.6)
sk
поперечные силы
(10.2.7)
(10.2.8)
I
Е
G
(10.2.9)
.,	, ,o 2L 1	x . и ~
MU.ku	—
n П	L L
Q^u = Q“.kW У cos пл 7 s,n n 717	
л„п L L
Поверхность влияния усилий в продольном ребре х в сечении у при нагрузке
р=\ на поперечной балке к в сечении и строят по следующим формулам:
изгибающие моменты	ku=~^_lsinппsinппМук(п),
откуда Моаки и Qlku - изгибающие моменты и поперечные силы в сечении х попереч-
ной балки при расположении груза над рассчитываемой поперечной балкой; при i к
значения М и Q равны нулю.

(10.2.10)
при i * к
С,ц„) = 5,ц„)-1.	(10.2.11)
5,,(л) _ опорные реакции неразрезных балок на упругопроседающих опорах, опреде-
ляемые по таблицам Гомберга, раздел Е.
382
/0. Ортотропные плиты проезжей части мостов
- изгибающие моменты в сечении у неразрезных балок на упругопроседающих
опорах, определяемые по таблицам Гомберга, раздел F.
Все полученные ординаты поверхностей влияния справедливы лишь для грузов,
находящихся за пределами панели, в которой находится расчетное сечение продольно-
го ребра. При нахождении груза в той же панели необходимо учитывать местное воз-
действие груза в основной системе отдельно, как для неразрезной балки на упругопро-
седающих опорах.
В СНиП 2.05.03-84 приложение 18 методика определения момента в расчетном
сечении продольного ребра несколько упрощена. Номера формул и обозначения, при-
веденные далее соответствуют данным в СНиП.
Изгибающий момент в расчетном сечении продольного ребра
Msl =М} +М,	(1)
где Л/] - изгибающий момент в отдельном продольном ребре с участком листа настила
шириной а, от груза расположенного над ребром в схеме, где ребро рассматри-
вается как неразрезная балка на жестких опорах. Нагрузка от колеса, которая
передается непосредственно на это ребро, находится загружением линии влия-
ния опорной реакции неразрезной балки с пролетами а на жестких опорах;
М - изгибающий момент в опорном сечении продольного ребра, возникающий при
деформации поперечных балок между главными балками, определяемый при за-
гружении поверхности влияния нагрузкой, двигающейся над поперечными бал-
ками.
Нагрузку, передаваемую с продольных ребер на поперечные балки, следует опре-
делять, с помощь линии влияния опорной реакции неразрезной балки на жестких опорах.
В пределах крайней трети пролета поперечной балки ее податливостью можно
пренебречь и принимать М = 0.
Ординаты поверхности влияния изгибающего момента М в опорном сечении
продольного ребра поперечной балкой 1 следует находить по формуле
MUu = 2-^sinn^Mv,	(2)
Li	L
M:i - определяется по табл. 1 по ординатам опорного момента в продольном ребре над
поперечной балкой 1 при расположении нагрузки над i-той поперечной балкой
(с умножением представленных значений на величину пролета продольного
ребра 1);
и - ордината приложения нагрузки от начала поперечного ребра.
Номера поперечных балок, i	М Ординаты линии влияния “ при значениях Z				
	0	0.1	0.2	0.5	1.0
1	0	0.0507	0.0801	0.1305	0.1757
2	0	-0.0281	-0.0400	-0.05016	-0.0521
3	0	0.0025	-0.0016	-0.0166	-0.0348
4	0	0.0003	0.0016	0.0015	0.0046
5	0	-0.0001	0	0.0014	0.0025
6	0	0	0	0.0001	0.0012
Формула (2) получена из формулы (10.2.9) Mvhl
=	> sin пл — sin пл — м j,..,
Z. „ L L
,	с	 х .	\	,
для первого члена ряда п = 1, и только для среднего ребра при $тл - = sin л = I.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
зП
Данные в таблице следует принимать в зависимости от изгибной жесткости ро-
стверка Z, определяемой по формуле
(3)
I4 I
Z = 0.0616^-—^
/ a ls
Легко заметить, что формула (3) получена из формулы (10.2.10), для первого
члена ряда при п = 1
7 _ 486	48Г Isl.a	Is,
La	. .La —	_	— (J. VO 1 О
'n'	._4_4	l4_4c>73 t	j3
И 7Г	1 7Г о/	I s	/ CUS
Усилия, найденные по методике СНиП несколько выше, чем по таблицам Гом-
берга, за счет учета только первого члена ряда п = 1.
В настоящее время есть возможность получать надежные результаты, создавая
расчетные схемы, которые отражают особенности реальных конструкций. Расчеты мо-
гут вестись как в линейной, так и в нелинейной постановке, т.е. можно учитывать теку-
щие деформации плиты при определении ее напряженно-деформированного состояния.
Попытка создавать совершенные расчетные схемы плит для уточнения ее на-
пряженно-деформированного состояния от внешних нагрузок имеет скорее научный,
чем инженерный интерес, так как при этом остаются неучтенными многие иные фак-
торы: сварочные напряжения в плите при ее изготовлении и монтаже; начальные про-
гибы плиты; перераспределение напряжений при пластической работе; условность на-
грузок, расчетных проверок и пр.
Для практических инженерных расчетов достаточно точные результаты могут
быть получены в относительно простых расчетных схемах, таких как «балочный рост-
верк». Плита при этом разбивается на отдельные элементы - продольные ребра, попе-
речные балки и участки листа настила. Участки листа настила связывают отдельные
продольные ребра между собой и учитывают распределяющее действие листа настила
(в отличие от расчета по СНиП). Элементы балочного ростверка описываются двумя
жесткостями: изгибной и крутильной. Неизвестных перемещений в узлах схемы три:
два угла поворота, относительно X и Y; перемещение по Z. Требуется вычислить из-
гибную и крутильную жесткости EI и GIK для продольных ребер поперечных балок. В
расчетных схемах лист настила может быть задан в виде изгибаемых связей между
продольными ребрами и описан изгибной жесткостью EI. Для открытых ребер кру-
тильная жесткость ничтожна и может быть принята равной нулю. Для замкнутых ре-
бер эта величина существенная.
Назначение расчетной схемы - получить экстремальные усилия (моментов и по-
перечных сил) в сечениях продольных ребер и поперечных балок. Для этого желатель-
но построить поверхности влияния для исследуемых расчетных сечений. Участок пли-
ты должен охватывать примерно 5-6 пролетов продольных ребер.
10.2.2.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЖЕСТКОСТЕЙ ДЛЯ РАСЧЕТНОЙ СХЕМЫ
«БАЛОЧНЫЙ РОСТВЕРК»
10.2.2.1.	РАСЧЕТНОЕ СЕЧЕНИЕ ПОПЕРЕЧНОЙ БАЛКИ
В состав двутаврового сечения поперечной балки в качестве верхнего пояса сле-
дует включать участок листа настила ортотропной плиты. Напряжения по ширине
плиты распределены не равномерно, наибольшие над стенкой поперечной балки и да-
лее уменьшаются к краям (см. рис.10.2.1.). Если заменить эпюру реальных напряжений
условной прямоугольной эпюрой, равной площади, с напряжениями, равными макси-
384
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
мальным, то ширина прямоугольной эпюры отразит условную ширину листа настила,
включенную в расчет - эффективную ширину.
В СНиП 2.05.03-84 в прил. 16 ширину верхнего пояса поперечных балок орто-
тропных плит, которую следует включать в расчет при вычислении усилий и напряже-
ний, ограничили значением beff = 0.2-L, но не более расстояния между поперечными
балками, где L - пролет поперечной балки.
У С.П.Тимошенко задача о включении пояса большой ширины была решена
аналитически [11]. Для середины пролета балки на двух опорах, нагруженной распре-
деленной нагрузкой, был получен результат = 0.375  L .
С появлением программ, реализующих МКЭ, задача определения реальных на-
пряжений и характер их распределения по ширине плиты могут быть решены числен-
но в каждом отдельном случае.
На графиках 10.2.1 и 10.2.2 приведены значения эффективных ширин beff пояса
в балочной и консольной схемах от сосредоточенной и распределенной нагрузок. Вид-
но, что характер распределения напряжений по ширине пояса различен у разных схем
опирания балок и зависит от вида нагружений. Графики построены на основании чис-
ленного примера. В случае балки на двух опорах эффективная ширина пояса «Ьф, в до-
лях от пролета балки L существенно зависит от вида нагрузки:
beff = 0.21 • L - от сосредоточенной силы Р, приложенной в середине пролета над стен-
кой поперечной балки;
beff = 0.38  L - от распределенной силы q, приложенной по длине пролета над стенкой бал-
ки (результат почти повторяет аналитическое решение С.П.Тимошенко).
В случае консольной балки эффективная ширина пояса beff в долях от пролета
балки L не так сильно зависит от вида нагрузки:
ЬГ0 = 0.25 • L - от сосредоточенной силы Р, приложенной на конце консоли;
brff =QA7-L - от распределенной силы q, приложенной по длине консоли над стенкой
поперечной балки.
В практических расчетах, когда сама нагрузка условна, а условия закрепления
поперечных балок носят более сложный характер, целесообразно пользоваться реко-
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
зВ
3-941
мендациями СНиП 2.05.03-84 и принимать эффективную ширину верхнего пояса по-
перечных балок = 0.20- L.
Распределения напряжений по ширине верхнего пояса консольной балки
График 10.2.2
Для построения графиков были использованы следующие исходные данные:
действующий изгибающий момент в балочной и консольной схемах от действия сил,
сосредоточенной Р и распределенной q, для удобства сравнения принят одинаковым и
составляет М = 72.2 тм. Пролет балки на двух опорах равен 7.6 м, а вылет консоли
386
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
3.8 м. Ширина листа верхнего пояса 8 м, толщина 12 мм. Стенка поперечной балки
500x12 мм. Нижний пояс поперечной балки 250x20 мм. Напряжения в верхнем поясе, в
предположении равномерного включения в работу всего верхнего пояса (прямоуголь-
ная эпюра распределения напряжений) равны 16.4 МПа. Реальные же пиковые напря-
жения достигают значительно больших значений.
10.2.2.2.	РАСЧЕТНОЕ СЕЧЕНИЕ ПРОДОЛЬНОГО РЕБРА
На рис. 10.2.2 показаны поперечные сечения продольных ребер с участком листа
настила. Для полосового ребра размер а - расстояние между ребрами; для коробчатого
ребра - ширина листа настила между ребрами.
а) Плоское полосовое ребро
Момент инерции при кручении для открытых и закрытых ребер может быть вы-
числен по формулам:
s 3 3	4 f2	4 f2
/,=1.08^ -1-----открытое ребро; Ц =	= ------закрытое ребро.
3	г cis si
•*7
Отсюда s,. и 3, - соответственно длина и толщина i-той пластинки,
f - площадь замкнутого контура, образованного ребром.
Участок листа настила, включаемый в расчет, в совместную работу с ребром
следует (в общем случае) принимать равным расстоянию между ребрами. В расчетных
схемах удобно условно разделять коробчатые ребра вдоль пополам, принимая при
этом половинные жесткостные характеристики.
10.2.2.3.	РАСЧЕТНОЕ СЕЧЕНИЕ ЛИСТА НАСТИЛА
Работу листа настила по распределению нагрузок между ребрами можно учесть
условным расчетным делением листа настила на отдельные полосы параллельно попе-
речным балкам, и задать полосы в виде изгибаемых стержней балочного ростверка.
Шаг деления листа на полосы желательно принять не более 1/8 пролета продольного
ребра. Крутильную жесткость можно принимать равной нулю.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
387
10.2.3.	РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ
В результате расчетов плиты должны быть найдены усилия в сечениях продоль
ных ребер и поперечных балок.
Усилия (изгибающие моменты и поперечные силы), как правило, следует опре
делять в пяти основных точках ортотропной плиты А, В, С, D и Е, указанных на схем<
плиты (рис. 10.2.3).
Рис.10.2.3
Точка А: в этой точке должен быть определен максимальный момент в середине про-
лета продольного ребра.
Точка В: в этой точке должен быть определен максимальный момент в середине про-
лета поперечной балки.
Точка С: в этой точке должен быть определен минимальный момент в продольном
ребре и поперечная сила.
Точка D: в этой точке должен быть определен минимальный момент в продольном
ребре.
Точка Е: в этой точке должен быть определен минимальный момент в защемлении по-
перечной балки и поперечная сила.
От найденных усилий следует вычислить напряжения по кромкам продольных
ребер: верх листа настила и низ продольного ребра.
Напряжения от местной работы должны быть просуммированы с напряжениями,
найденными от совместной работы плиты с главными балками (рис. 10.2.4.).
Установку нагрузок на плите желательно выполнять по поверхностям влияния
соответствующих усилий. Иначе можно установить нагрузку следующим образом:
Точка А. Для получения максимального момента в продольном ребре колесо наиболее
тяжелого экипажа должно быть расположено над точкой. Вся остальная нагрузка
должна быть сгруппирована в этом отсеке между поперечными балками. Нужно обяза-
388	10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
тельно учитывать размеры контактного отпечатка колес, установленных над расчет-
ным ребром и в точке А. Для остальных колес это не важно. Они могут быть заданы в
расчетной схеме сосредоточенными силами.
Сечение ребра
Напряжения от работы плиты
Линия влияния Ма в неразрезной балке на жестких опорах
Точка В. Максимальный момент в поперечной балке достигается расположением ко-
леса наиболее тяжелого экипажа в точке В, а остальные колеса должны быть макси-
мально приближены к точке и установлены над поперечной балкой. Все колеса могут
быть заданы сосредоточенными силами без учета размеров контактного отпечатка.
Точка С и D. Установку колес для определения минимального момента в продольном
ребре удобно выполнять, пользуясь линией влияния моментов в неразрезной балке на
жестких опорах. При этом,
нужно загрузить только по-
лосу над расчетным ребром.
Остальную часть ортотроп-
ной плиты лучше не гру-
зить. Нужно учитывать раз-
меры контактных отпечат-
ков колес.
На рис. 10.2.5 изображена
линия опорного момента
для примыкающего пролета
неразрезной балки на жест-
ких опорах. Максимальная
ордината находится при-
мерно в 0.4 пролета.
Точка Е. Минимальный мо-
мент в поперечной балке
достигается установкой ко-
лес, заданных в виде сосре-
доточенных сил над попе-
речной балкой. Положение колес по длине определяется по линии влияния момента в за-
щемленной балке (рис. 10.2.5). Максимальная ордината находится примерно в 0.3 пролета.
Для вычисления усилий в описанных точках расчетной схемы, как правило,
нужно выполнить 5 независимых загружений. Если расчетная схема не учитывает по-
датливость главных балок, то следует выполнять расчеты в расчетных схемах с защем-
ленной и со свободно опертой поперечной балкой. В коробчатых пролетных строениях
поворот опорного сечения поперечной балки зависит от общих загружений пролетных
строений, поэтому для отыскания усилий в элементах ортотропных плит в упрощен-
ных схемах лучше выполнить расчеты при двух схемах закрепления ее концов.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостое
Ж
10.2.4.	РАБОТА ПЛИТ В УПРУГОПЛАСТИЧЕСКОЙ СТАДИИ
Испытания ортотропных плит статической нагрузкой показывают очень боль-
шой запас прочности. Это объясняется работой стальных плит за границами предела
упругости, а также появлением напряжений мембранного типа в листе настила даже
при относительно небольших прогибах плиты.
В нормах СНиП 2.05.03-84 и нормах других стран при расчетах прочности до-
пускается появление пластических деформаций в продольных полосовых ребрах орто-
тропных плит под действием местной и общей нагрузки. Формулы проверки прочно-
сти растянутой нижней фибры продольных ребер ортотропных плит учитывают этот
фактор, допуская появление напряжений, равных нормативному пределу текучести
стали R.„ на части высоты продольного ребра.
При появлении текучести треугольная упругая эпюра меняет вид. В нижней час-
ти ребра образуется прямолинейный участок1’ с напряжениями, равными Ry„. При
этом площадь эпюры увеличивается и несущая способность повышается. Если при-
нять, что MfI - изгибающий момент при пластической работе ребра, а М - изгибающий
момент в ребре, при котором только в крайней фибре появляется текучесть, то отноше-
М,
ние с = - - укажет на величину увеличения несущей способности сечения. При огра-
М
ниченных пластических (остаточных) деформациях, равных 0.0006 или 0.06%, проис-
ходит заметное увеличение несущей способности сечений, хотя сами эти деформации
сколько-нибудь существенного изменения в работе конструкции не вызывают. Эта ве-
личина - 0,06% допустимых остаточных деформаций является базовой для получения
коэффициентов учитывающих пластику в СНиП 2.05.03-84 (см. 5.2.1.1 глава «Расчеты
прочности»).
” Участок, где происходит текучесть, не совсем прямолинейный, так как площадка те-
кучести не строго горизонтальна. Но при относительных деформациях до 2.5% (в пластичных
низколегированных и углеродистых сталях) заметного роста напряжений не наблюдается, по-
этому можно принять, что напряжение по всей высоте площадки текучести остаются неизмен-
ными и равными Ryn. В этом случае используется условная диаграмма Прандтля без упроч-
нения, в которой после достижения предела текучести роста напряжений не происходит и мо-
дуль деформации на этом участке Е1 равен нулю (см. п.4.1.2, глава «Расчетные положения»).
Упругопластическая работа во многом зависит от типа сечений. Рассмотрим
пример, который позволит оценить влияние величин пластических деформаций на ра-
боту ребер, имеющих различные типы сечения: полосовое; тавровое; коробчатое; по-
лосовое с бульбой. Сечения ребер показаны на рис. 10.2.6.
«=310	«=310	f-----------------------------------*	«=310
Ь=200
Рис.10.2.6
390
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Характер изменения коэффициента с (увеличения несущей способности ребра) в
зависимости от допускаемых величин пластических деформаций для указанных типов
сечений можно проследить на графике 10.2.3.
График 10.2.3
Из графика видно, что наибольших значений коэффициент с достигает у поло-
сового ребра и у полосового с бульбой. Сечения с нижним поясом (тавровое и короб-
чатое) имеют меньшие значения коэффициента С.
На рис. 10.2.7 показаны (услов-
ные- с прямоугольной площадкой те-
кучести) эпюры нормальных напряже-
ний в полосовом и коробчатом ребрах
при трех значениях остаточных дефор-
маций, а также размеры площадок те-
кучести hp, положение нейтральных
осей Z, напряжения на уровне верхней
фибры и коэффициент увеличения не-
сущей способности с. Материал сталь
10ХСНД.
1. При появлении напряжений, равных
пределу текучести, только в нижней
фибре ребра сечение работает упруго.
Остаточные деформации равны нулю,
£Р = 0.
2. При остаточных деформациях
Ер - 0.06% сечение находится в стадии
упругопластической работы. Появи-
лись ощутимые площадки текучести.
Полосовое ребро
>-0.25%
Коробчатое ребро
Рис.10.2.7.
3. При остаточных деформациях равных Ер-0.25% площадки текучести увеличились
более чем в 2 раза. Произошло заметное смещение нейтральных осей.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Ж
10.2.5.	ПРОВЕРКИ ПРОЧНОСТИ, УСТОЙЧИВОСТИ и выносливости
10.2.5.1.	ПРОВЕРКИ ПРОЧНОСТИ
Как было отмечено выше, ортотропная плита обладает большим запасом проч-
ности при ее работе за пределами упругости и разрушится из-за потери прочности под
реальной обращающейся нагрузкой практически не может. Расчетные проверки проч-
ности, изложенные далее, основаны на допущении ограничениях пластических де-
формаций в элементах плиты. Проверки изложены на основании прил. 18 СНиП
2.05.03-84; номера формул и таблиц соответствует нумерации, приведенной в СНиП.
Текст изложенный мелким курсивом является комментариями автора.
1.	ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ РАСТЯНУТОГО НИЖНЕГО ВОЛОКНА ПРОДОЛЬНО-
ГО РЕБРА.
п.6. Приложение 18 СНиП 2.05.03-84.
Выполняется в точке А в зоне максимальных моментов в продольных ребрах от их из-
гиба между поперечными балками для всех сечений балки жесткости. Определяющими явля-
ются сечения, в которых ортотропная плита растянута от общей работы моста. Расчетные
формулы следующие:
V'^+wi,  охр < Ry  т,	(5)
Gxe+Vyp
(6)
где а и охс - напряжения в нижней кромке ребра от изгиба плиты от действия местных на-
грузок и от работы плиты совместно с главными балками;
Rv и Я1п - расчетное и нормативное сопротивление текучести.
т - коэффициент условий работы (табл. 60 СНиП);
т], т2 - коэффициенты условий работы, допускающие появление ограниченных пластиче-
ских деформаций в нижней кромке полосового ребра. Принимаются по табл. 2 для
автодорожных и городских мостов, и для автодорожного проезда совмещенных мос-
тов. Промежуточные значения находятся по интерполяции. Для пешеходных мостов
и для железнодорожного проезда любых мостов коэффициент mt = 1 / к.
При этом проверка по формуле (6) не выполняется.
- коэффициеит влияния остаточных сварочных напряжений, принимаемый равным: 0.9 -
для крайнего нижнего волокна полосового ребра, уголка или прокатного тавра; 1.1 - для
сварного тавра. 1.0 - для коробчатого ребра;
у и к определяются по пп.4.28 и 4.26.
Ниже даны некоторые комментарии к приведенным проверкам по СНиП 2.05.03-84*.
Следует отметить, что проверка по формуле (5), как правило, не требуется. Опреде-
ляющей является проверка по формуле (6). Например: ребра полосовые; сталь 10ХСНД-2;
щ = 1; 1/ = 1; /, = 0.9; предельные значения напряжений <т1(. и а вычисленные по форму- Таблица 2 лам и и помещены в табл. 2 (комментарии), ис-			
О хе /Охр		w2	ходя из значении коэффициентов т} и т2, приведен- ных в табл. 2, и при фиксированной величине местных растягивающих напряжений охр~ 4000 кг/см2. Видно, что ограничения напряжений по правой части формулы (6) более жесткие на всем диапазоне значений соотно- шений о\(. /о*, чем по формуле (5).
0	0.55	1.40	
0.25	0.40	1.50	
0.45	0.25	1.60	
0.65	0.13	1.60	
В мостовых нормах США аналогичная проверка
выполняется с более жесткими требованиями. Так, проверка прочности продольного ребра
ортотропной плиты находящейся в растяжении от глобальной работы и подверженная мест-
ному изгибу в нормах США AASHTO выполняется по формуле (6.14.3.3.2-1).
392
10. Ортотропные плиты проезжей части мостоь
Р м
-^ + ^<1.33,	(6.14.3.3.2-1)
Рг
где Ри =Adeff -	+3- f* - предельное значение продольной силы в ребре, учитывающее
величину поперечной силы;
f - нормальные напряжения в ребре от глобального растяжения;
/	- соответствующее значение касательных напряжений от глобальной работы;
-	эффективное поперечное сечение ребра, включающего участок листа настила;
Рг - номинальное растягивающее усилие в продольном ребре с учетом эффективной шири-
ны плиты;
-	локальный изгибающий момент в ребре;
Л/иг - предельный упругий момент в ребре, допускающий пластику только в крайней фибре.
Таблица 2 (комментарии)
	По формуле (5)		По формуле (6)	
	^с + ^-0.9<тхр =	к.		Ry„ m2
0	0+0.55-0.9-4000 = 1980	3500	4000	4000-1.40=5600
0.25	1000+0.4-0.9-4000 = 2440	3500	5000	4000-1.50=6000
0.45	1800 +0.25-0.9-4000 = 2700	3500	5800	4000-1.60=6400
0.65	2600+0.13-0.9-4000= 3068	3500	6600	4000-1.60=6400
Проверка по формуле (6.14.3.3.2-1) близка по смыслу к проверке по формуле (6), ведь
Рг
если принять, что	= ——, <тхр
Ad.eff
~, Mur =Wr Ry, а Ри = Adef  Ry, то из формулы (6)
получается формула (6.14.3.3.2-1), где вместо коэффициента т2 подставлено значение 1.33. В
СНиП значение коэффициента т2 составляет от 1.4 до 1.6. В то же время из табл. 2 (коммен-
тариев) видно, что проверка по формуле (6) является более осторожной, чем проверка по
формуле (5).
Еще более осторожный подход по сравнению с нормами США существует в Британ-
ском стандарте BS 5400: Part 3:1982. Для растянуто изогнутого элемента плиты допускается
только упругий анализ.
В проекте же Европейских норм ENV 1993-2: 1997 подход к расчету продольных ребер
пока не выделен в отдельный расчет. Проверка прочности выполняется на общих условиях
для сечений 2 класса (использование пластики по всему сечению) или 3 класса (упругая тре-
угольная эпюра), в зависимости от их параметров, исключая случай образования пластическо-
го шарнира. Пластический момент сопротивления для коробчатого трапециевидного ребра
больше упругого в 1.8 раза.
2.	ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ СЖАТОГО НИЖНЕГО ВОЛОКНА ПРОДОЛЬНОГО
РЕБРА.
П.7. Приложение 18 СНиП 2.05.03-84,
Выполняется в сечениях продольных ребер, расположенных над поперечными балками
в зоне, в которых ортотропная плита сжата от общей работы моста. Расчетная формула:
VOxc+^^<Rym,	(7)
«•
где %2 - коэффициент влияния собственных сварочных напряжений, принимаемый равным:
1.1 - для крайнего нижнего волокна полосового ребра, уголка или прокатного тавра;
0.9 - для сварного тавра; 1.0 - для коробчатого ребра.
< ^стальные обозначения приведены выше.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов -------
В нормах США AASHTO (п. 6.14.3.3.3), продольное ребро, включающее в сечение са-
мо ребро и участок листа настила, находящееся в сжатой зоне плиты и подверженное местно-
му изгибу, рассматривается как изолированный стержень, опертый на поперечные балки. Тре-
буется проверить только устойчивость такого стержня.
3.	ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ КРАЙНЕГО НИЖНЕГО ВОЛОКНА ПОПЕРЕЧНОЙ
БАЛКИ
П.8. Приложение 18 СНиП 2.05.03-84.
Выполняется для сечения в середине пролета поперечной балки1’. Расчетная формула:
(8)
к
к определяется по п. 4.26, таблица 61.
Сечение в середине пролета поперечной балки не всегда самое нагруженное, так как
центральной установке грузов может барьерное ограждение и т.п. Проверять также нужно
сечение поперечной балки, примыкающее к главной балке, в том случае если может иметь ме-
сто защемление. Следует обратить внимание на то, что вырезы не учитываются.
4.	ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ ЛИСТА НАСТИЛА
П.9. Приложение 18 СНиП 2,05.03-84.
Проверка выполняется в зонах, где нормальные напряжения вдоль и поперек моста
имеют разные знаки и в зонах наибольших касательных напряжений (точки А, В и Е). Расчет-
ные формулы:
yG2 ~GxGy + G2 + 3т£, < т3 • т • Ry;	(9)
(10)
где ст, =< + Gllp-m4;
° у = < +< т4;
*<у =	+ <у„;
ту - коэффициент,равный 1.15 при о\=0и, 1.1 при Gy *0;
m4 - коэффициент, равный 1.05 - при проверке прочности листа в точке А ортотропной
плиты автодорожных и городских мостов и 1.0 - во всех остальных случаях.
При практических расчетах ортотропных плит на многих мостах, даже с учетом высо-
ких местных потоков нормальных и касательных напряжений, передающихся на плиту в зо-
нах узлов анкерения вант, эта проверка никогда не была решающей и всегда имелся сущест-
венный запас прочности для ортотропных плит автодорожных мостов.
10.2.5.2. ПРОВЕРКИ УСТОЙЧИВОСТИ
Потеря устойчивости элементов ортотропной плиты представляет серьезную
опасность для сооружения в целом. Расчетные проверки устойчивости, изложенные
ниже, основаны на п.4.44^1.47 и прил. 18 СНиП 2.05.03-84; номера формул и таблиц
соответствует нумерации, приведенной в СНиП. Текст, изложенный мелким курсивом,
является комментариями автора.
10.2.5.2.1. МЕСТНАЯ УСТОЙЧИВОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ РЕБЕР
Нижеприведенная методика оценки устойчивости пластинок учитывает величи-
ну и характер распределения напряжений по ширине пластинки, а также эффект за-
щемления пластинки.
394
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Устойчивость свесов поясов и стенок элементов, которые не подкреплены реб-
рами жесткости, при среднем уровне касательных напряжений, не превышающих
0.2стх, допускается обеспечивать назначением отношения высоты стенки (Л и Ли.) или
ширины полки (bf и bh) к толщине (t , tw , tf и th) не более
й b	I ~Е
— или <0.951 а--------.
t t	Act ,
У x,cr,ef
Коэффициент а следует определять:
для пластинок, опертых по одной стороне, имеющих свесы с ширинами bh и h
(см. рис.5.5.1) по формуле
а = 11 + — — ]• J0.405 + 0.085 -р ;	(180)
31J + 4J
для пластинок, опертых по двум сторонам, имеющих ширины bf и /iw(cm.
рис.5.5.1) - по формуле
a = fl + —2^—1-J4 + 3.85 С” ,	(181)
10-tf + 3j у
где г? - коэффициент защемления пластинки, определяемый по табл. 67;
£ = 1-—- - коэффициент формы эпюры напряжений в пластинке;
и стл - максимальное и минимальное продольные нормальные напряжения по
границам пластинки, положительное при сжатии;
ax.Cr,ef ~ приведенное критическое напряжение, определяется по формулам табл.
5.5.2 в зависимости от критических напряжений стхсг, за которые прини-
мают действующие напряжения ajm (здесь т - коэффициент условий
работ, принимаемый по табл. 60*.).
1.	УСТОЙЧИВОСТЬ полосового ПРОДОЛЬНОГО РЕБРА
Проверку устойчивости продольного полосового ребра следует выполнять для
сечения, отстоящего от поперечной балки на некотором расстоянии в точке D
(рис. 10.2.3). Это расстояние соот-
ветствует половине длины волны
при потере устойчивости свободно-
го свеса. При проверке сечения реб-
ра в створе поперечной балки рас-
чет выполняется в запас, так как в
ном сечении потеря устойчивости
продольного ребра исключена из-за
приварки к поперечной балке. Про-
верка не обязательна для ребер ниж-
Рис.10.2.8
них ортотропных плит моста. Коэффициент а вычисляется по формуле 180 СНиП. Коэф-
фициент 1?5, учитывающий защемление ребра листом настила, вычисляется по формуле
Обозначения приведены на рис. 10.2.8.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Например, при t = th и bh = h, коэффициент #5 = «>
a
।_ x.max
(5
x,min
&xmaxи ax.mi-n ~ максимальные и минимальные нормальные напряжения по граням пла-
стинки со своими знаками.
При худших для потери устойчивости расчетных случаях при £ = 0 (ребро рав-
номерно сжато по высоте) и 1?5 = °°, коэффициент а = 0.636. При предельном по проч-
ности уровне сжимающих напряжений в ребре Ry = -3500 кг/см2 (для стали 10ХСНД-2),
2	h
критические напряжения будут равны cxcref = -5924 кг/см , а коэффициент к = — бу-
Ч
дет равен 11.38. Свесы полосового ребра, при котором лист не может потерять устой-
чивость, составляют:
при/=12 мм	Л=136 мм	при/= 14 мм	Л=159мм
при/= 16 мм	/i=182 мм	при/= 20 мм	Л=228мм
2.	УСТОЙЧИВОСТЬ ЛИСТА НАСТИЛА МЕЖДУ ПОЛОСОВЫМИ ПРОДОЛЬНЫМИ РЕБРАМИ
Проверку устойчивости листа настила между продольными ребрами ортотропной
плиты проезда, как правило выполнять не требуется из-за относительно небольшого
расстояния между ребрами (300 мм
согласно Eurocode). При минимально
возможной толщине листа настила
12 мм потеря устойчивости листа не
возможна.
Обязательной проверки тре-
буют нижние плиты моста. Обычно
центр тяжести сечения моста при-
ближен к верхней плите и наиболь-
шие сжимающие напряжения, близкие к расчетному сопротивлению стали, возникают
в нижних плитах моста в зонах отрицательных моментов и где расстояния между реб-
рами больше, чем у плит автодорожных мостов. Поэтому отсеки нижних плит нахо-
дятся, как правило, в худшем положении.
Коэффициент а вычисляется по формуле (181). Коэффициент $7, учитывающий
защемление участка листа настила между продольными ребрами, находится по формуле
FW
Рис. 10.2.9
0.16 + 0.0056— —-
Обозначения указанны на рис. 10.2.9.
При примерно равных толщинах tw ~th и относительных размерах bh >0.5 /iw,
коэффициент i?7 имеет отрицательное значение и принимается равным бесконечности
1?7 =оо. Коэффициент £ = 1- — Напряжения ахтах и axmi„ для листов ортотропной
с
х.тт
плиты (верхний и нижний пояс), как правило, равны по ширине пластинки, тогда
396	10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
£ =0. Тогда коэффициент а = 2 (при г>7 = °° и £ = 0). При предельном по прочности
уровне сжимающих напряжений в листе R = -3500 кг/см2(для стали 10ХСНД-2), кри-
2	Л
тические напряжения будут oxcref = -5924 кг/см , а коэффициент £ = — будет равен
С
35.8	. Расстояния между ребрами, при котором лист не может потерять устойчивость,
составляют:
при /„=12 мм	Л„=430мм	при/„=14 мм	/г„=500 мм
при /„=16 мм	Л„= 573 мм	при /„ = 20 мм	Л„=716мм.
3.	УСТОЙЧИВОСТЬ ЛИСТОВ, ОБРАЗУЮЩИХ КОРОБЧАТОЕ РЕБРО
Проверку устойчивости листов, образующих
контур коробки, следует выполнять с использова-
нием формулы (181).
В то же время для простоты конструирования
коробчатого ребра могут быть приняты предельные
значения отношений ширин пластинок к толщинам.
При этом радиусы закруглений не входят в расчет-
ную ширину пластинки (рис. 10.2.10).
Для сравнения ниже в таблице приведены
предельные ширины пластинок, образующих кон-
тур коробчатого ребра при толщинах 6,7 и 8 мм по
нормам СНиП 2.05.03-84 и по проекту Eurocode.
Нормы предельной ширины пластинки при толщине t, мм	СНиП 35.8/	Eurocode 30.8/
6	215	185
7	251	216
8	286	246
Предельные ширины определены в предположении равномерного сжатия по
ширине пластинок, образующих коробчатое ребро. Сталь класса С 390 (10ХСНД-2).
4.	МИНИМАЛЬНАЯ ЖЕСТКОСТЬ ПОПЕРЕЧНЫХ БАЛОК ОРТОТРОПНЫХ ПЛИТ
П.П. Приложение 18 СНиП 2.05.03-84.
Общая устойчивость листа настила вместе с подкрепляющими его продольными
ребрами жесткости, должна быть обеспечена поперечными балками соответствующей
жесткости. Момент инерции поперечных балок сжатых или сжато-изогнутых орто-
тропных плит следует определять по формуле
/ . ч)
Л = ау (fc + 1)- -
\ )	°x.cr.ef
Здесь а - коэффициент, определяемый по табл. 2а, в зависимости коэффициента в),
учитывающего степень сжатия плиты от общей работы; ю = где <р„ следует на-
Ро А ’
ходить по табл. 4 при lef = I. При отсутствии местной нагрузки коэффициент а  2.025.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Ж
Таблица 2а
(0	0	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	0,95	1,0
а	0	0,016	0,053	0,115	0,205	0,320	0,462	0,646	0,872	1,192	1,470	2,025
I/ - коэффициент, зависящий от числа к продольных ребер на плите, принимается
равным:
при к~\ у = 0.055 ;
при к = 2 у/ = 0.15 ;
при к > 3 у/ = 0.20;
L - расстояние между стенками главных балок или между центрами узлов геометри-
чески неизменяемых поперечных связей;
/ - расстояние между поперечными балками (пролет продольных ребер);
У,, - момент инерции продольного ребра;
ахс - напряжения от общей работы плиты в составе пролетного строения;
сг^,^ - критические напряжения в продольном ребре, вычисляется по табл.68, по
значению охсг =<ухс. Критические напряжения в продольном ребре допуска-
ется вычислять по формуле Эйлера как для стержня пролетом / с шарнир-
ным закреплением концов:
_л2Е1,,
Asl - площадь продольного ребра.
Следует отметить, что способ определения crXfr£/no формуле Эйлера или по
табл.68 существенно влияет на величину 1г.
5. ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ ОРТОТРОПНОЙ ПЛИТЫ МЕЖДУ ПОПЕРЕЧНЫМИ БАЛКАМИ
П.12. Приложение 18 СНиП 2.05.03-84.
Проверка устойчивости участка листа, подкрепленного продольными ребрами
(сжатого или сжато-изогнутого) между поперечными балками или диафрагмами, с
учетом их податливости, выполняется по формуле
< фо Лл. -,	(12)
где <р0 - коэффициент продольного изгиба принимаемый по табл. 4 в зависимости от
гибкости ка, и предела текучести Ry„ стали: А - 2400 кг/см2; В - 3500 кг/см2;
С - 4000 кг/см2;
гибкость к0 следует определять по формуле
(13)
- расчетная свободная длина продольных ребер.
1	(I }
Коэффициент со определяют по табл. 2а, как функцию от а =------ — / ,
у/ • {к + l)/ v/ ( L )
£ - коэффициент, принимаемый равным 1.0 для плит без местной деформации под на-
грузкой; и по табл. 5 - для плит, испытывающих местные деформации под нагруз-
кой, в зависимости от относительных прогибов продольных ребер - от f Ji, где
f - прогиб продольного ребра между поперечными балками; i - радиус инерции
продольного ребра.
398
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Таблица 4 (соответствует табл. 3* Приложения 18 СНиП 2.05.03-84*)
			О	С*1	О ЧО	О	О оо	О □4	100	по	120	130	140	150	160	170	081	190	200
<	О	<э	<о •“ч		0,95	оо o'	0,73	0,64	0,59	0,53	0,47	0,41	0,36	0,32	0,29	0,26	0,23	0,21	гч о4
CQ		<о •“ч	0,92	оо сГ	0,76	0,64	0,56	0,50	0,44	0,39	0,34	0,30	0,26	0,23	0,21	0,19	0,17	0,15	0,14
и		0,96	ОО оо o’	m оо o'	0,72	0,59	0,49	0,43	ОО о"	0,33	0,28	0,25	0,22	0,20	0,17	0,16	0,14	0,13	0,11
Коэффициент £ оказывает существенное влияние на величину Л,.
Таблица 5
f/i	0	0,005	0,01	0,05	0,10
	1,0	0,88	0,75	0,70	0,66
- толщина листа настила;
в - коэффициент, 0=1 + ——~ (здесь I, - момент инерции полного сечения про-
а -ч
юльного ребра при чистом кручении). Коэффициент практически не оказывает влия-
ния на величину Ло;
.1 - расстояние между продольными ребрами.
Для практических расчетов гибкость Хо находят по упрощенной формуле
10.2.5.3. ПРОВЕРКИ ВЫНОСЛИВОСТИ
Расчеты выносливости элементов ортотропных плит согласно СНиП 2.05.03-84*
выполняются по общей методике, изложенной в п.4.57. Следует отметить, что методи-
ка расчета элементов ортотропных плит в указанных нормах, недоработана (см. гл. 6
Расчеты выносливости»).
Наиболее сложным для выполнения расчетов выносливости является узел пере-
ечения продольных ребер и поперечных балок. Далее указаны эффективные коэффи-
иенты концентрации напряжений Д приведенные в СНиП 2.05.03-84* для основных
шов ортотропных плит, а также схемы, иллюстрирующие узел.
Для проверки выносливости элементов ортотропных плит в прил. 17 СНиП,
риведены эффективные коэффициенты концентрации напряжений для стыков листа
астила, для стыков листа настила с поясом главных балок,'для узла пересечения про-
ольного ребра и стенки поперечной балки и для сварных и комбинированных стыков
иста настила с продольными ребрами, в зависимости от типов швов и механической
бработки.
На рис.10.2.11 и 10.2.12 изображены схемы, иллюстрирующие пункты табл. I
прил. 17 СНиП 2.05.03-84*. Номера пунктов на рисунке соответствуют номерам, при-
целенным в табл. 1. Тип шва 1 соответствует многопроходной сварке с ручной подвар-
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов	399
П.15 Примыкание листа настила к поясу ГБ
4.2 (Шов Тип 3)
П.14 U П. 16 Стковые швы листа настила и примыкание к поясу ГБ
С мех. обработкой
нижней стороны шва
Без мех. обработки
нижней стороны шва
7.1 (Шов Тип 3}
Д = 2.0 (Шов Тип 1}
Р= 1.9 (ШовТипг)
Р=2.7
13=1.8 (Шов Тип 1)
13= 1.65 (Шов Тип 2)
Рис. 10.2.11

П.19 а) Сварной стык без вставки ребре
Без мех. обработки швов
П.19б)ив) Сварной стык со вставкой ребра
Без мех. обработки швов С мех. обработкой швов
Рис. 10.2.12
кой корня на медной подкладке; тип шва 2 соответствует сварке с металлохимической
присадкой на стеклотканевой медной подкладке; тип шва 3 соответствует ручной
сварке.
На рис. 10.2.11 приведены эффек-
тивные коэффициенты концентрации на-
пряжений /3 для следующих конструк-
тивных случаев; для наглядности даны
значения коэффициента уи и предельно-
го напряжения Л, для стали 10ХСНД
при 700 000 циклах (плита автодорожного
моста); р = 0 напряжения изменяются от 0
до ); Л = 5 м (длина линии влияния).
1. По сечению основного металла в зоне
потолочного ручного шва примыкания
листа настила ортотропной плиты к вер-
хнему поясу главной балки в нахлестку
без вставки. /3=7.1; /„,= 0.067; Ryyw=
= 235 кг/см2.
2. То же, но со вставкой над поясом глав-
ной балки, приваренной встык к кромкам
листа настила.
Р = 4.2; ун =0.153; Ryyw = 536 кг/см2.
3. Лист настила приварен встык к поясу.
Толщины пояса и листа различны.
/3=2.0; у„= 0.426; Ryyw= 1490 кг/см2; /3=1.9; yw-0.454; Ryyw= 1590 кг/см2.
4. To же, но при одинаковых толщинах
листов пояса и листа настила. Справа да-
ны коэффициенты концентрации при ме-
ханической обработке усиления обратной
стороны стыка:
/3=1.8; yw= 0.486; Ry -yw= 1700 кг/см2;
/3=1.65; ув,= 0.540; Rv yw= 1890 кг/см2.
Слева на рисунке - без механической об-
работки.
/3=2.7; yw= 0.288; Ry yw= 1007 кг/см2.
На рис. 10.2.12 приведены эффек-
тивные коэффициенты концентрации на-
пряжений /3 для сварных стыков орто-
тропных плит. Для наглядности приве-
дены значения коэффициента у „и пре-
дельного напряжения R,yw для стали
10ХСНД при 700 000 циклах (плита автодорожного моста); р = 0 напряжения изменя-
ются от 0 до crmdX); Л= 2.5 м (длина линии влияния).
1.	По сечению основного металла в стыковом шве листа настила, выполненного авто-
матической сваркой, и стыкового шва продольного ребра, выполненного ручником
без вставки ребра и без механической обработки швов.
400
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
P=2.5; yw= 0.297; Ryyw= 1040кг/см2.
2.	To же, но со вставкой продольного ребра. При обработанных швах
р =2.3; /„= 0.332; Ry • yw= 1100 кг/см2.
3.	Без обработки швов
р-2.4; yw= 0.314; Ry yw= 1090 кг/см2.
На рис. 10.2.13 указаны эффективные коэффициенты концентрации напряжений
Р для сечения основного металла листа настила у стыкового шва при комбинирован-
ных стыках ортотропных плит. Для наглядности приведены значения коэффициента у»,
и предельного напряжения Ryyw для стали 10ХСНД при 700 000 циклах (плита автодо-
рожного моста); р = 0 напряжения изменяются от 0 до сгта1); Л= 2.5 м (длина линии
влияния).
1.	Сечение основного металла у краев выкружек окончания продольных ребер. Шов
приварки ребра к плите выполнен на монтаже в потолочном положении (заварка рос-
пуска) без полного проплавления концевого участка:
Р =3.1; yw= 0.220; Ry -yv= 770 кг/см2.
2. То же, но с полным проплавлением концевого участка (длина 150 мм) и механиче-
ской обработкой усиления стыкового шва:
р=23; у„= 0.332; Ry  ук= 1164 кг/см2.
3. Стык со вставкой продольного ребра.
Угловые швы приварки ребер к плите
выполнены на заводе и замкнуты по кон-
туру. Нет полного проплавления конце-
вых участков. Нет механической обра-
ботки усиления стыкового шва.
Р =2.1; у„= 0.375; Ryyw= 1312 кг/см2.
Последний пример конструктивно-
го решения болто-сварного стыка со
вставкой наиболее удачен не только с
точки зрения расчетов выносливости, но
и наиболее технологичен, так как не тре-
бует подварки в потолочном положении
роспусков на монтаже. Расстояние по-
рядка 100 мм между торцами ребер по-
зволяет выполнить обработку усиления
шва абразивным кругом.
Наиболее неопределенным с точки
П. 20 3) Комбинированный стык с выкружками
Без мех. обработки выкружек	с мех. обработкой выкружек
и без полного проваре у краев	и полным проваром у краев
П. 20 б) U в) Комбинированный стык со вставкой продольного ребре
Без мех. обработки усиления стыкового шва
Рис.10.2.13
зрения оценки выносливости узлом по
СНиП 2.05.03-84* является узел пересечения продольных ребер и поперечных балок.
Замечено, что появление усталостных трещин в ортотропных плитах происходит, как
правило в этом узле.
На рис.10.2.14 изображен такой узел для полосового ребра при наличии верхней
выкружки в стенке поперечной балки. Согласно п.17 а) табл. 1 прил. 17 эффективный
коэффициент концентрации напряжений Д равен 2.4. Если принять: п = 700 000 цик-
лов; р = 0; Л = 2,5;
Р = 2.4; yw= 0.314; Ry -yw= 1100 кг/см2.
При р = -0.5 и р = 2.4; yw= 0.223; Ry  yw= 780 кг/см2.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
451
26- 3-941
п.17 Узел пересечения продольного ребра и
стенки поперечной балки
Рис.10.2.14
Кроме вычисленных коэффициен-
тов Р, в СНиП нет больше ничего, что
позволило рассчитать этот узел. Не ясно,
от каких загружений нужно вычислять
напряжения. Например, что для вынос-
ливости узла хуже: поворот ребра отно-
сительно поперечной балки и деформа-
ция ее из плоскости или изменение нор-
мальных напряжений в самом ребре? А
может быть изменение поперечной силы
в сечении поперечной балки? О зарож-
дении какой трещины идет речь? На эти
вопросы ответа в СНиП нет. Поэтому
при конструировании узла следует в пер-
вую очередь полагаться на рекоменда-
ции, приведенные в разделе 10.1, и ори-
ентироваться на требования по расчету
выносливости, данные в гл. 6.
10.3. ПОКРЫТИЕ ПО ОРТОТРОПНЫМ ПЛИТАМ
Работа покрытия проезжей части на стальных ортотропных плитах один из во-
просов, которому посвящаются многочисленные исследования. С учетом относительно
большой деформативности плиты под колесами к покрытиям на стальных плитах вы-
двинуты специальные требования, которые отличаются от требований, предъявляемых
к покрытиям на железобетонных плитах. К ортотропным плитам также выдвинуты
специальные требования по жесткости: по минимальной толщине листа настила; по
максимальному расстоянию между продольными ребрами; по минимальной жесткости
ребер на участках плиты. Выбор типа покрытия зависит от типа плиты и связан с мно-
гими факторами. Вот что сказано о выборе покрытия в работе [7] специалиста по орто-
тропным плитам из США.
Покрытие стальных ортотропных плит повышает их жесткость и может испы-
тывать значительные напряжением при локальных деформациях плиты. Поэтому по-
крытие на стальной плите должно быть расцененное как неотъемлемая часть системы
«плита-покрытие» и его следует запроектировать соответственно. Материал покрытия
может иметь различные свойства - от упругого до пластического, и становится упру-
гим только при холодных температурах. В полупластическом состоянии распределе-
ние напряжений от изгиба по толщине покрытия становится нелинейным, и значения
напряжений уменьшаются к верху покрытия. Покрытие с мягкими слоями объедине-
ния с плитой должно обеспечить противостояние сдвига по поверхности распределе-
ния. Для покрытия, объединенного прямой твердой связью с настилом плиты, не до-
пустим никакой сдвиг. Модуль упругости для большинства покрытий строго зависит
от температуры, за исключением полиуретановых составов, которые не повышают же-
сткость при снижении температур.
Достоверно оценить работу покрытия на стальной плите и самой плиты можно
только, анализируя интегральную систему плита-покрытие. Вот что сказано в новых
нормах США в AASHTO LRFD [1] раздел 9.8.3.3 «Покрытия»:
«Покрытия следует рассматривать как неотъемлемую часть общей системы ор-
тотропной плиты и следует обеспечить связь с поверхностью плиты... Силовой
402	10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
эффект связи между плитой и покрытием следует исследовать в ожидаемом
диапазоне температур...»
Покрытия на ортотропной плите могут быть толстыми 4—8 см, и тонкими 1-
2 см. Эта градация условна и связана с материалами, применяемыми для покрытия.
10.3.1. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ПОКРЫТИЯМ
Наиболее полно требования, которые предъявляют к покрытиям на мостах,
сформулированы в работе [7]. Следует отметить, что возможность выбора покрытий
при проектировании моста в США и в нашей стране существенно отличается между
собой. Но в то же время тонкие покрытия могут использоваться и у нас, в тех случаях,
где уменьшение собственного веса является определяющим, например, на мостах с
разводными пролетами.
Выбор типа покрытия во многом зависит от жесткости ортотропной плиты. В
новых мостах, где реализованы повышенные требования к жесткости плиты, могут
быть применены толстые и жесткие покрытия. В том случае, если плита не имеет дос-
таточной жесткости, следует применять тонкие эластичные покрытия, например при
реконструкции старых мостов.
Таблица 10.3.1
Основные требования, предъявляемые к покрытиям	В наибольшей степени удовлетворяют требованиям		
	толстые покрытия	тонкие покрытия	оба могут
Желание водителя			
комфортабельная езда	+		
Безопасная езда			+
Низкий шум	+		
Желание проектировщика			
Легкий вес		+	
Уменьшение напряжений в стали	+		
Уменьшение напряжений в покрытии			+
1 (адежная связь покрытия с плитой			+
(ащита от коррозии плиты			+
Интеграция в покрытие подходов			+
Желание владельца моста			
Стойкость против атмосферных воздействий			+
('тойкость против соли и химикатов			+
Ремонтопригодность			+
Долговечность			+
1 1риемлемая стоимость			+
10.3.2. ТИПЫ ПОКРЫТИЙ
Выбор покрытий, предназначенных для проезжих частей мостов с ортотропны-
ми плитами, довольно широк, и поиски новых конструкций и материалов ведутся не
прерывно.
В табл. 10.3.2-10.3.5 приведены основные типы покрытий, применяемые для ор
ютропных мостов. При их составлении использованы данные работы [7].
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
Ж
Таблица 10.3.2
Толстые битумные покрытия (40-80 мм)
№ п/п	Покрытие	Характеристика	Пример использования
1	Обычный асфальт	За рубежом применяется крайне редко. Ортотроп- ная плита должна быть очень жесткой, как, на- пример, на мосту Throgs Neck Bridge, где толщина листа настила составляет 25 мм Применялась на мостах в СССР с толщиной лис- тов от 12 мм. Везде есть трещины.	Throgs Neck Bridge Via- duck в Нью-Йорке. Большинство мостов в СССР, и на вновь строя- щихся мостах
2	Специальная битумная смесь	Смесь с использованием 25% тринидадского би- тума н арматуры из фибр Покрытие G.W.B.	G.Washington Bridge в Нью-Йорке
3	Усиленный асфальт 4-5 см	Очень горячий литой асфальт с высокой плотно- стью Производитель: Gussasphalt	Первые ортотропные плиты мостов в Герма- нии и Японии
4	Мастик асфальт 5-6 см	Похоже на Gussasphalt, но имеет большее содер- жания битума и иное заполнение. Материал подробно описан ниже.	Большинство мостов в Европе и Японии, начи- ная с 1980 года
Таблица 10.3.3
Тонкие битумные покрытия (10-20 мм)________________________
№ п/п	Покрытие	Характеристика	Пример использования
5	Полимерный модифи- цированный асфальт	Разнообразные частные рецепты. Производит: Styrelf Rosphalt	Poplar St. Bridge в США в Сан Луисе
6	Крекинг-асфальт с наполнителями	Частные рецепты Производит: Abrachalt	Несколько мостов в Бразилии в 80-х гг.
Таблица 10.3.4
Толстые полимерные покрытия (40-60 мм)______________________
№ п/п	Покрытие	Характеристика	Пример использования
7	Эпокси- асфальт	Смесь на основе эпоксидного клея и битума. Го- рячая укладка смеси. Покрытие имеет большую плотность (1-2% пустот) Производит: Chemo Sys, USA	San Mateo Golden Gate в Калифорнии
8	Полиуретан	Однокомпонентная смесь, твердеющая под влия- нием влаги. Надежно защищает плиту от корро- зии. Низкий модуль деформации. Модуль мало зависит от температуры. Производит: Bolidt Z. ОК	Auckland Harbor Bridge Новая Зеландия
Таблица 10.3.5
Тонкие полимерные покрытия (10-20 мм) ______________________
№ п/п	Покрытие	Характеристика	Пример использования
9	Эпоксид- ный клей	Смесь на основании эпоксидной смолы и отвердите- ля, например полиэтиленполиамина. Шероховатость создается за счет внедрения абразива.	Poplar St. Bridge в США в Сан Луисе Mackdonald Bridge в Канаде
10	Полиуретан	То же самое, что п.8. Наносится расбрызгиванием. Производитель: Bridge Deck UP (Bolidt)	Erasmus Bridge in Rotterdam, в Голландии
11	Метакрилат	Наносится разбрызгиванием. Может использоваться как мембрана для гидроизоляции под слоем мастик асфальта. Производитель: Eliminator Bridgemaster Degussa 330	Как мембрана, под слоем мастикасфальта исполь- зована на мосту через Босфор
12	Полиэстер	На стальных плитах не использовалось. Модуль де- формации равен модулю алюминия	Применялось на ЖБ и алюминиевых плитах
404
70. Ортотропные плиты проезжей части мостов
10.3.3.	ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЕ ПОКРЫТИЯ
Достоверно оценить напряженно-деформированное состояние покрытия, кото-
рое находится во взаимодействии с изгибаемой ортотропной плитой, аналитическими
методами очень сложно в связи со следующими обстоятельствами.
I Модуль деформации покрытия не постоянен. Он зависит от таких факторов:
-	температуры (чем ниже температура, тем выше модуль);
-	скорости приложения нагрузки (при мгновенных нагружениях модуль высокий, но
его значения падают при длительных нагружениях);
-	знака напряжений (у полиэстерных покрытий модуль деформации при растяжении
вдвое меньше, чем при сжатии, а для эпоксидного покрытия - наоборот).
Рис. 10.3.1. Изменение модуля деформации покрытия от температуры
2	. Распределение напряжений в материале покрытия имеет нелинейный и сложный ха-
рактер, иллюстрированный в работе [7] и показанный на рис. 10.3.2.
На рис. 10.3.2 показаны эпюры относительных удлинений волокон стали и по-
крытия при двух схемах нагружения плиты. Следует обратить внимание на то, что
Iальной лист и покрытие имеют одинаковые знаки: удлинение вверху и укорочение
низу. Форма эпюры может существенно изменится, если изменится свойства слоя
цепления.
Напряженно-деформированное состояние покрытия зависит от свойств слоя сцеп-
ления покрытия с плитой. В некоторых покрытиях связующий слой отсутствует и
связь покрытия с плитой абсолютна. Там, где слой сцепления играет роль гидро-
изоляции, работа покрытия во многом подчинена свойствам этого слоя. Если этот
слой достаточно жесткий, например эпоксидный, то мы имеем совместность работы
покрытия и плиты. Если же слой эластичный, например битумно-мастичный, то и
связь покрытия с плитой при высоких температурах может нарушаться, и в этом
случае покрытие и плита работают независимо.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
405
Относительное удлинение
Рис. 10.3.2. Характер напряжений в покрытии при изгибе плиты
10.3.4.	УМЕНЬШЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ В ЛИСТЕ НАСТИЛА
ЗА СЧЕТ РАБОТЫ ПОКРЫТИЯ
При целостном покрытии напряжения от изгиба листа настила могут быть су-
щественно уменьшены за счет работы покрытия. Даже не очень большое уменьшение
напряжений в листе настила в месте шва приварки продольного ребра может сущест-
венно повысить предел выносливости плиты. Поэтому не следует пренебрегать учетом
работы покрытия в составе плиты. Речь идет об изгибе листа настила между главными
балками, как показано на рис.10.3.3
Рис. 10.3.3. Схема изгиба плиты под колесом
В этой связи наиболее интересна работа сварного шва приварки ребра, показан-
ного на узле А. Предельный размах напряжений в сварном шве от поперечного изгиба
плиты, определенный для 2000000 циклов, составляет 71 МПа для шва с полным про-
406
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
пиром, и 50 МПа для углового шва (см. главу 6 «Расчеты выносливости»). Подход к
оценке уровня напряжений в узле с учетом работы покрытия приведен далее.
Как было уже отмечено, свойства покрытия очень зависят от температуры. На
гис. 10.3.4 показаны графики, которые характеризуют изменение уровня напряжений в
альном листе настила плиты толщиной 14 мм при расстоянии между ребрами 350 мм
давления колеса 100 кН (нагрузка колеса трака по нормам AASHTO с учетом дина-
ического коэффициента), в зависимости от температуры покрытия толщиной 50 и
10 мм. Оценка была выполнена приближенно в линейной постановке.
Рис.10.3.4. Графики изменения напряжений в плите при изгибе от температуры
На графике слева видно, что уровень напряжений в листе настила за счет работы
на изгиб покрытия из мастик-асфальта толщиной 50 мм может быть уменьшен в 10
раз: с 120 МПа при высоких температурах, до 12 МПа при холоде. Даже покрытие
юлщиной 10 мм способно снизить напряжение в плите почти в 2 раза. В то же время
напряжение в толстом покрытии возрастают незначительно, в то время как в тонком
покрытии они достигают существенных значений.
Толстые полиуретановые покрытия снижают уровень напряжений в плите в 6
раз при температуре -20°С и в 4 раза при +30°С.
Как было изложено ранее, для того, чтобы выяснить работу покрытия достовер-
но, нужен эксперимент. Но и он не даст исчерпывающих данных для проектирования
ортотропной плиты, так как не известна средняя температура покрытия в течение всего
срока эксплуатации. Учет температуры покрытия и роль связующего слоя являются
определяющими для оценки усталостной прочности плиты. В том случае, если конст-
руктивные мероприятия, направленные на повышения предела выносливости не помо-
гают достичь требуемых значений, возможны следующие подходы:
1.	Нужно оценить температуру покрытия исходя из средней дневной температуры в
теплое время года с учетом солнечной радиации (это в запас, так как модуль покры-
тия минимальный). Определить модуль деформации покрытия, соответствующий
данной температуре, и оценить напряжения в узле, принимая линейный закон рас-
пределения напряжений в покрытии. Пренебречь связью покрытия и стали. Если
действующие напряжения ниже предела выносливости, считать, что выносливость
узла обеспечена.
2.	Если окажется, что действующие напряжения превышают предел выносливости,
следует суммировать повреждения усталости по месяцам (используя формулы раз-
дела 6.6.3), принимая среднюю дневную температуру каждого месяца. При подсче-
тах пренебрегать сцеплением покрытия со сталью.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
407
3.	Если и при этом окажется, что действующие напряжения превышают предел вы-
носливости, учесть работу связующего слоя в результате эксперимента.
10.3.5.	КОНСТРУКЦИИ ПОКРЫТИЙ
10.3.5.1.	МАСТИК-АСФАЛЬТ
Покрытие из мастик-асфальта толщиной 4-6 см является надежным и долговеч-
ным покрытием проезжей части стальных ортотропных плит мостов. Мастик-асфальт
не образует трещин и практически водонепроницаем.
10.3.5.1.1.	ПОДГОТОВКА ПОВЕРХНОСТИ ПЛИТЫ
Мастик асфальт укладывается на гладкую поверхность гидроизолирующего по-
крытия ортотропной плиты. Создания слоя шероховатости для связи мастик-асфальта
с плитой не требуется. Защита от коррозии и гидроизоляция может быть следующей.
Вот технология английской фирмы “Stirling Lloyd” по нанесению гидроизоли-
рующей мембраны на оцинкованный лист ортотропной плиты:
1.	Обезжиривание и пескоструйная очистка поверхности. Шероховатость не должна
превысить 75 Мкм.
2.	Нанесение методом распыления цинкового покрытия толщиной более 75 Мкм. Чис-
тота цинка должна составлять 99.95%. Адгезия слоя металлизации к листу настила
должна быть не менее 20 кг/см2.
3.	На сухую чистую поверхность цинкового покрытия наносится однокомпонентная
грунтовка ZEDA94 кистью или валиком с расходом 0.15 кг/м2. Погодные условия -
выше точки росы.
4.	На сухую чистую поверхность грунтовки наносится при помощи безвоздушного
распыления гидроизолирующая пленка толщиной 2 мм (мембрана). Гидроизоли-
рующая мембрана состоит из двух жидких компонентов (А+В) и порошка отверди-
теля.
5.	После того, как мембрана отвердела наносят сцепляющий слой состава “Stirlig
Lloyd #2. Сцепляющий слой можно наносить валиком, кистью или аппаратом без-
воздушного распыления. Расход 0.1 - 0.2 кг/м2.
'* Материал мембраны, очевидно, метакрилат.
Следует отметить, что каждый слой имеет свой цвет: грунт - белый; мембрана -
желтый; сцепляющий слой - красный. Состав компонентов - собственность фирмы
“Stirling Lloyd”.
10.3.5.1.2.	СОСТАВ МАСТИК-АСФАЛЬТА
Далее приведены выдержки из Британского Стандарта BS 1447:1988 на мастик
асфальт. Асфальтовое вяжущее - тринидадский битум и смеси на его основе должны
соответствовать BS 3690. Например, состав вяжущего, может иметь следующие
характеристики:
Материалы	Вязкость при 25°С	Удельный вес при 25 °C	Процент веществ, рас- творяемых в трихлорэтилене	Зола %	Точка размяг- чения
АС 60/70	65	1.03	99.38	1.39	52
TLA	3	1.4	54.5	38	107
50%AC+50%TLA	22	1.2	77.08	18.8	65
408
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
В таблице обозначено:
I LA - (Trinidad Lake Asphalt - асфальт озера Тринидад). Это природный битум, обла-
дающий уникальными свойствами.
АС 60/70 - (Asphalt Cement) с вязкостью 60-70.
В битумное вяжущее вводятся мелкий известняковый заполнитель (40-60%) и
крупный заполнитель из твердых скальных пород (40%-60% по массе). Мелкий из-
вестняковый заполнитель должен быть следующих фракций:
2.4-0.6	мм	5-25%
0.6-0.2 мм	10-30%
0.2-0.0.75 мм	10-30%
<	0.075 мм	40-55%
Крупный заполнитель имеет номинальную фракцию 6-10 мм.
Проектный состав мастик асфальта может быть следующим:
Материал	Характеристика	Содержание
Крупный заполнитель	Фракция 6-10 мм	45%
Мелкий заполнитель	Фракция 0-3 мм	43,6%
Битум	(5.7% АС + 5.7% TLA)	11,4%
Мастик-асфальт распределяют по поверхности в один слой при температуре от
175 °C до 230 °C вручную при помощи деревянных гладилок или механизированным
методом. В уложенный еще не остывший слой асфальта внедряется щебень кубовид-
ной формы, покрытый тонкой битумной пленкой с номинальным размером 20 мм либо
14 мм, при помощи ручного или механического горячего катка. На тротуарах вместо
щебня в поверхность асфальта внедряется крупнозернистый песок (2-3 мм). Щебень и
песок, внедряемые в поверхность покрытия асфальта, должны обеспечить заданную
шероховатость.
10.3.5.2.	ПОКРЫТИЕ ИЗ ОБЫЧНОГО АСФАЛЬТОБЕТОНА
10.3.5.2.1.	ЗАЩИТНО-СЦЕПЛЯЮЩИЙ СЛОЙ ИЗ ЭПОКСИДНОГО КОМПАУНДА
На рис. 10.3.5 показана конструкция покрытия по ортотропной плите, ставшая
уже традиционной для стран бывшего СССР.
Номерами на рис. 10.3.5 обозначены следующие слои покрытия и монтажные
операции.
1.	Поверхность листа настила ортотропной плиты, подвергнутая пескоструйной обра-
ботке. Коррозия и окалина с поверхности удалены. Шероховатость поверхности
составляет около 40 микрон.
2.	Непосредственно после выполнения пескоструйной обработки на сухую обезжи-
ренную плиту нанесен слой протекторной защиты от коррозии. Защита может быть
выполнена:
-	нанесением слоя 80-120 мкм цинко-наполненной эпоксидной грунтовки. (На Мос-
ковском мосту через Днепр в Киеве 1976 г. и на мосту через Даугаву в Риге 1981 г.
была применена протекторная грунтовка, ЭП-57 по ТУ 6-10-1117-75);
-	нанесение цинка или цинк-алюминия на поверхность плиты. (Ортотропная плита
Южного моста через Днепр в Киеве вантового пролетного строения была покрыта
слоем цинк-алюминия при помощи пламенной металлизации. Плита вантового
моста в Одессе была покрыта слоем цинка при помощи электродугового способа).
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
409
1 и 2	3	4___	5	6	Протекторная защита может отсут-
ствовать. В дополненных «Методических
Рекомендациях по устройству конструкции
одежды на стальных ортотропных плитах
автодорожных мостов», разработанных ин-
ститутом СОЮЗДОРНИИ, протекторная
защита не предусмотрена.
3.	Защитный слой толщиной 3-4 мм. Его
состав: эпоксидный клей + каменно-
угольный деготь + наполнитель (цемент
или кероген). Состав в отвердевшем ви-
де должен обладать высокой прочностью и упругостью (по внешнему виду напоми-
нает пластик грампластинки).
4.	Гранитный щебень кубовидной формы фракции 10-15 мм, утопленный в еще не от-
вердевший состав по пункту 3. Расстояние между щебенками до 50 мм. Вместе за-
щитный слой и щебень образуют защитно-сцепляющий слой. Его назначение: с од-
ной стороны, защитить плиту от попадания влаги, а с другой, обеспечить сцепление
асфальтобетона с плитой. При хорошо подобранном составе защитного слоя разру-
шение гранитного щебня при ударе происходит по граниту, а не по контакту с за-
щитным слоем.
5.	и 6. Два слоя асфальтобетона. Суммарная толщина двухслойного покрытия должна
быть 8-10 см. Горячий (не менее 120 °C) мелкозернистый (крупность фракций зер-
нового состава менее 20 мм) водонепроницаемый (коэффициент фильтрации не
превышает 1 * 10’8 см/с) плотный (с остаточной пористостью не более 2-3%) типов Б
и В по ГОСТ 9128-84 не ниже II марки асфальтобетон должен иметь предел проч-
ности при сжатии 25 кг/см2 при температуре 20 °C.
Щебень для приготовления асфальтобетонных смесей следует применять из из-
верженных и метаморфических пород с прочность на раздавливание в цилиндре 1000-
1200. Песок должен отвечать требованиям ГОСТ 8736-77 с содержанием зерен круп-
нее 0,63 мм не менее 50%; количество пылеватых и глинистых частиц не должно пре-
вышать 2.5%. Минеральный порошок из известняковых горных пород по ГОСТ 16557-
78 должен быть активизирован: при его измельчении его следует обработать смесью
битума с поверхностно-активными веществами анионного типа.
Следует отметить, что асфальтобетонное покрытие по ортотропной плите ука-
занной конструкции на многих мостах разрушается. Это может быть связано с нару-
шением технологии и отступлениями при подборе состава асфальтобетона. На некото-
рых мостах трещины в покрытии над продольными ребрами появились из-за чрезмер-
ного расстояния между ребрами (более 350 мм).
10.3.5.2.2.	ЗАЩИТНО-СЦЕПЛЯЮЩИЙ СЛОЙ ИЗ РУЛОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
В качестве примера использования рулонного материала для защитно-сцепляю-
щего слоя на рис. 10.3.6. показана конструкция, примененная на ортотропной плите
вантового моста через Обь в Сургуте. Вот краткое описание конструкции и технологии
устройства покрытия.
1.	Очищенная поверхность листа настила. Требования по очистке следующие:
-	удаление рыхлой отслаивающейся ржавчины (механическим способом);
-	удаление продуктов горения грунта ЦВЭС (механическим способом);
-	удаление острых кромок пробок заполнения монтажных отверстий и в зонах зачи-
стки швов (абразивным кругом);
410
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
2.
3.
полное обязательное обезжиривание поверхности (мытье растворителями, а при
сильном замасливании пятна должны быть отпескоструены);
сушка и обеспыливание поверхности.
Клеющая мастика «ПОЛИКРОВ М-140».
Мастика наносится валиком или капро-
новой щеткой по поверхности листа на-
стила ортотропной плиты и по поверхно-
сти рулона «ПОЛИКРОВ Р-200». Масти-
ку выдерживают «до отлипа» в течение
3-7 мин (при температуре +20 °C), после
чего приступают к приклейке полотнища
Рис.10.3.6
рулона «ПОЛИКРОВ Р-200».
Полотнище рулона «ПОЛИКРОВ Р-200» с нанесенной мастикой следует плотно
прижать к листу настила плиты, не допуская образования пузырей и морщин. В
месте появления пузыря и в не проклеенных местах следует сделать крестообраз-
ный надрез, и приклеить полотнище к листу настила. Место исправления дефекта
перекрыть полотнищем «ПОЛИКРОВ Р-200» с перехлестом 100 мм от края надреза.
Полотнища должны быть приклеены с перехлестом.
После двух суток с момента наклейки гидроизоляции «ПОЛИКРОВ Р-200» на его
поверхность следует нанести два слоя грунта «ПОЛИБИТ».
5 и 6 двухслойное асфальтобетонное покрытие.
№ п/п	Материал	Еди- ница	Количество	
			на 1м1 2 3 4 * * 7	Всего
1	Клеящая полимерная мастика «ПОЛИКРОВ М-140» по ТУ 5775-003-11313564-96	кг	0.8	
2	Рулонный материал «ПОЛИКРОВ Р-200» по ТУ 5775-002-11313564-96	2 М	1.25	
3	Резинобитумная мастика «ПОЛИБИТ» по ТУ 5775-004-11313564-96	кг	0.7	
ЛИТЕРАТУРА
1. СНиП 2.05.03-84 Мосты и трубы. - М.: Госстрой СССР, 1998.
2. Eurocode 1993-2 Design of Steel Structure. Part 2. Steel Bridges. Edition, 1997.
3. AASHTO LRFD Bridge Design Specification SI UNITS. Provisions Relevant to Steel
Orthotropic Decks Including Revisions, Adopted in 1999 (Standard Specification for Highway
Bridges. American Association of State Highway and Transportation Officials, Inc).
4. KopnieB M.M. Ортотропна плита тдйомного прогону мосту через Гавань у Киев!: Зб!рник
наукових праць семшару “Сучасш проблеми проектування та експлуатацй' споруд на шля-
хах сполучення”. - К., 2000. - С. 129-136.
Wolchuk, R. “Steel Orthotropic Decks - Developments in the 1990’s” Transportation Research
Board, 1999 Annual Meeting, Washington, D.C.
Wolchuk, R.(1990) “Lessons from Weld Cracks in Orthotropic Decks in Three European
Bridges”, Journal of Structural Engineering., ASCE, 116(1), 75-84.
7. Wolchuk, R. Structural Behavior of Surfacings on Steel Orthotropic Decks and Consideration*
for Practical Design, Structural Engineering International, Number 2, 2002.
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
тгг
8.	Wolchuk,R. & Ostapenko,A (1992) “Secondary Stress in Closed Orthotropic Deck Ribs at Floor
Beams”, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 116,(1),75-84.”).
9.	Measurements and Interpretation of Dynamic Loads on Bridges/ Fatigue Strenth of Steel Bridges.
Contracts nr 7210 F6/90 (Germany, Belgique, France, Italy, Nederland, United Kindgom), Final
common report, 1995.
10.	Homberg-Trenks Drehsteife Kreuzwerke, 1962.
11.	С.П. Тимошенко. Сопротивление материалов. Т.2. - М.: Наука, 1965.
12.	ENV 1993-2 Annex G Special considerations for structural detailing.
10.	ОРТОТРОПНЫЕ ПЛИТЫ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ МОСТОВ.........................................................................................................................................362
10.1.	КОНСТРУК1 (ИЯ ОРТОТРОПНЫХ плит..........................................................................................................................................363
10.1.1	Общая компоновка ортотропной плиты...............................................................................................................................363
10.1.2.	Конструкция продольных ребер.....................................................................................................................................364
10.1.2.1.	Открытые продольные ребра..................................................................................................................................... 364
10.1.2.2.	Замкнутые продольные ребра.................................	365
10.1.3.	Регламентация основных параметров плиты........................................................................................ 367
10.1.3.1.	Требование к жесткости плиты ................................................................................................................................ 361
10.1.3.2.	Минимальная толщина листа настила...................................................................................................................... 367
10.1.3.3.	Максимальное расстояние между стенками ребер................................................................................................. 368
10.1.3.4.	Минимальная толщина продольного ребра................................................................................................................ 368
10.1.4.	Поперечные балки...............................................................................................................................................368
10.1.5.	Узел пересечения продольных ребер и поперечных балок............................................................................................................368
10.1.5.1. Узел с замкнутыми ребрами..........................................................................................................................................369
10.1.5.2 Узел с открытыми ребрами.......................................................................................................................................... 373
10.1.6.	Требования для плит железнодорожных мостов................................................................................... 375
10.1.6.1.	Настил.........................................................................................................................................................375
10.1.6.2	Продольные ребра.........................................................................................................................................................375
10.1.6.3.	Поперечные балки.......................................................................................................................................................... 376
10.1.7.	Стыки ортотропных плит....................................................................................................................... 377
10.1.7.1.	Поперечные стыки........................................................................................................................................................ 377
10.1.7.1.I.	Цельносварной стык.................................................................................................................................................. 377
10.1.7.1.2.	Стык на высокопрочных болтах.............................................................................................................................. 379
10.1.7.1.3.	Боято-сварной стык.................................................................................................................................................. 379
10.2.	Расчеты ортотропных плит..............................................................................................................................................  381
10.2.1.	Краткий исторический очерк................................................................................................................... 381
10.2.2.	Определение жесткостей для расчетной схемы «балочныйростверк»............................................ 384
10.2.2.1 Расчетное сечение поперечной балки.......................................................................................................................... 384
10.2.2.2 Расчетное сечение продольного ребра...................................................................................................................................387
10.2.2.3 Расчетное сечение листа настила............................................................................................................................... 387
10.2.3.	Результаты расчетов............................................................................................................................... 388
10.2.4.	Работа плит в упругопластической стадии..........................................................................................................................390
10.2.5.	Проверки прочности, устойчивости и выносливости..................................................................................................................392
10.2.5.1	Проверки прочности..................................................................................................................................................... 392
10.2.5.2.	Проверки устойчивости............................................................................................................................................... 394
10.2.5.2.1.	Местная устойчивость элементов ребер........................................................................................................................394
10.2.5.3.	Проверки выносливости............................................................................................................................................... 399
10.3.	Покрытие по ортотропным плитам..........................................................................................................................................402
10.3.1.	Основные требования предъявляемые к покрытиям............................................................................ 403
10.3.2.	Типы покрытий.......................................................................................................................................... 403
10.3.3.	Оценка напряженного состояние покрытия.......................................................................................... 405
10.3.4.	Уменьшение напряжений в листе настила за счет работы покрытия...................................................................................................406
10.3.5.	Конструкции покрытий............................................................................................................................ 408
10.3.5.1.	Мастик-асфальт.................................................................................................................................................408
10.3.5.1.1.	Подготовка поверхности плиты.............................................................................................................................. 408
10.3.5.1.2.	Составмастик-асфалъта........................................................................................................................................ 408
10.3.5.2.	Покрытие из обычного асфальтобетона.................................................................................................................. 409
10.3.5.2.1.	Защитно-сцепляющий слой из эпоксидного компаунда......................................................................................... 409
10.3.5.2.2.	Защитно-сцепляющий слой из рулонных материалов............................................................................................ 410
Литература........................................................................................................................................................................411
412
10. Ортотропные плиты проезжей части мостов
11.	КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В МОСТАХ
Данная глава посвящена канатным элементам, которые используются в стальных
мостах. Основные определения и конструктивные требования приняты на основании
Приложения А к ENV 1993-2. В связи с выходом нового документа prEN 1993-1-11
«Проектирование конструкций с растянутыми элементами, выполненными из стали»,
некоторые формулировки и положения «Приложения А» претерпели изменения.
Канатные элементы в мостах применяются в основном для следующих видов
конструкций:
-	основные кабели и подвески висячих мостов;
-	ванты вантовых мостов;
-	подвески арочных мостов;
-	канатные растяжки для мостов любого вида;
-	ветровые растяжки для некоторых легких мостов, обычно для висячих;
-	канатные системы для создания преднапряжения в изгибаемых балках для увеличе-
ния их несущей способности;
-	затяжки.
Случаи, в которых канаты используются, как элементы преднапряжения бетона,
не рассмотрены в данном изложении.
11.1.	ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
В тексте, при описании высокопрочных канатных элементов в мостах, исполь-
зуются следующие основные определения:
Кабель (cable) - растянутый элемент, включающий один или более канатных
элементов, описанных далее. Составляющие кабель пучки или канаты должны быть
объединены или разделены прокладками по длине.
Проволока (wire) - индивидуальное стальное волокно, наименьший одиночный
растянутый элемент каната, обычно круглого поперечного сечения с диаметром от 3 до
8 мм, но может быть иной формы в витых закрытых канатах. Высокая прочность про-
волоки обычно достигается холодным волочением или холодной прокаткой. Проволо-
ки заполнения могут быть диаметром менее 3 мм.
Канат (strand) - универсальный термин, который включает в себя ряд частных
определений.
Спиральный канат или прядь (spiral strand) - канат с малым количеством прово-
лок, лежащих по спирали вокруг прямой проволоки; как правило, 7- или 19-проволоч-
ной конфигурации с последующими слоями часто встречных направлений.
Спиральный мостовой канат (spiral bridge strand) - канат с большим количест-
вом круглых проволок, лежащих по спирали вокруг центральной прямой проволоки,
11. Канатные элементы в мостах ----------------------------------------ш
обычно более чем в 3 слоя, с последующими слоями части (но не обязательно) проти-
воположных направлений.
Закрытый спиральный канат (locked coil strand) - похож на спиральные мосто-
вые канаты, но проволоки, по крайней мере двух наружных (и обычно нескольких
внутренних) слоев имеют форму, позволяющую им замыкаться друг с другом таким
образом, что в этой части поперечного сечения практически не остается пустот. Фа-
сонные проволоки - обычно имеют Z-образную форму.
Канаты из параллельных проволок (parallel wire strand) - пучок проволок, ле-
жащих параллельно одна к другой, или объединенных вместе или с постоянными про-
межутками между пучками, что обеспечивается разделяющими устройствами.
Кабели из параллельных пучков (parallel strand cable) - собранные вместе пря-
мые пучки обычно одинакового диаметра, либо соединенные вместе, либо с постоян-
ными пространствами между ними за счет разделяющих элементов.
Проволочный трос (wire горе) - собранные вместе спиральные пряди, располо-
женные по спирали вокруг центрального стального или волоконного сердечника,
обычно со свивкой в противоположных направлениях верхнего слоя прядей (обычная
свивка) или иногда в том же самом направлении (свивка Lang’s). Проволочные тросы с
волоконными сердечниками в постоянных канатных конструкциях мостов не приме-
няются.
Анкерное устройство (anchorage) - устройство, включающее все компоненты и
материалы типа анкеров, опорных плит, штифтов, резьбовых шпилек и т.д., которые
требуются для передачи усилий с кабеля на балку жесткости, пилон и устой и другие
компоненты моста.
Анкер (socket) - постоянный замковый элемент на конце каната или пучка для
передачи усилий с каната или пучка, на остальную часть анкерного устройства. Анкер -
обычно неотъемлемая часть каната.
Материал заполнения анкера (socket filler material) - материал, вводимый в жид-
ком состоянии в полость анкерного стакана для обволакивания проволок каната, впо-
следствии затвердевающий с тем, чтобы обеспечить конструктивную связь или рас-
клинку проволок в конусе анкерного стакана.
Стяжка (clamp) - устройство, которое охватывает кабель или пучок канатов че-
рез определенные интервалы для поддержания заданной формы поперечного сечения
и/или для передачи поперечных нагрузок на кабель.
Седло (saddle) - компонент, представляющий собой изогнутое посадочное ме-
сто - ложе, обычно сквозное, соединенное непосредственно с конструкцией, поддер-
живающее один или более канатов и позволяющее им менять направление, не создавая
чрезмерных контактных напряжений. Может использоваться для передачи части уси-
лия кабеля на конструкцию.
Седло-сепаратор (splay saddle) - седло имеет такую форму, которая позволяет
менять направление отдельных канатов и разделять их.
Стяжка-сепаратор (splay clamp) - то же, что и седло-сепаратор но не соединен-
ное с конструкцией и висящее на кабеле или на ванте.
Демпфер (damper) - устройство, установленное на ванте для отбора энергии ко-
лебания. Может быть свободно висящим на ванте, или быть закрепленным между кон-
струкцией и вантой или между вантами.
Оболочка (sheath) - металл или пластмасса, покрывающая канатный элемент
для защиты от коррозии и/или повреждений.
414
11. Канатные элементы в мостах
На рис. 11.1 проиллюстрированы некоторые из перечисленных выше канатных
элементов, применяемых в мостах.
№ п/п	Поперечное сечение элемента	Описание
1	'СС' 7 проволок	19 проволок	Спиральный канат или прядь (spiral strand)
2	'.тельной	волоконный сердечник	сердечник	Проволочный трос (wire горе)
3		Спиральный мостовой канат (spiral bridge strand)
4		Закрытый несущий канат (locked coil strand)
5		Канаты из параллельных проволок (parallel wire strand)
6	V	/АЛ ^~~~~LAAAAAAJ ПРОВОЛОКА ' nv4°K \ КАБЕЛЬ	Кабели из параллельных пучков (parallel strand cable)
Рис. 11.1. Виды канатных элементов. Поясняющая таблица
II. Канатные элементы в мостах
415
Протектор-заполнитель (blocking agent) - вязкий материал, используемый для
заполнения пустот между проволоками в канате или кабеле и вокруг для предотвраще-
ния попадания влаги во внутрь каната или кабеля и/или для создания смазки между
проволоками.
Шаг свивки каната (lav length of strand) - длина lL, измеренная вдоль оси каната,
на которой спирально расположенная проволока делает полный оборот 360°. Это число
может изменяться от слоя к слою, и обычно кратно числу диаметров начальной ок-
ружности dL соответствующего слоя проволок.
Угол свивки (lay angle of strand) - угол aL между проволокой и осью каната.
Угол свивки aL и шаг свивки lL из данного слоя связаны выражением
h =kLdL,
где kL = Tt/tgaL.
Регулирование (member preloads) - создание внутренних усилий, остающихся в
элементах конструкции, когда все внешние нагрузки удалены, включая и собственный
вес.
11.2.	НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
11.2.1.	СОБСТВЕННЫЙ ВЕС КАНАТОВ
Собственный вес канатных элементов должен быть определен [2] на основании
спецификаций изготовителя канатов. При отсутствии такой или иной достоверной ин-
формации, или в случае формирования нового канатного элемента, допускается сле-
дующее приближенное выражение для определения номинального собственного веса
единицы длины канатного элемента gk, которое может быть использовано в эскизном
проекте:
ж/2
gk=krknp~,	(И.2.1)
где d- наружный диаметр канатного элемента, в том числе слои защиты от коррозии;
кг - коэффициент заполнения сталью сечения, определяется как отношение сече-
ния стали нетто к площади поперечного сечения брутто, включая обшивку ес-
ли она используется;
kw - коэффициент веса, который учитывает заполнение пустот при защите от кор-
розии;
р - плотность стали (р = 7.85 т/м3).
Таблица 11.1.1
Значения коэффициентов кг и kw
Тип канатного элемента			К
Канатные элементы сформированные из витых закрытых канатов:	С одним слоем фасонных проволок	0.81	1.08
	С двумя слоями фасонных проволок	0.84	1.08
	С более чем двумя слоями фасонных проволок	0.88	1.08
Канатные элементы, сформированные из одиночных спиральных пучков или пучков из параллельных проволок, с защитой от коррозии, выполненной при помощи гальванизации или окраски, с тремя или более слоями проволок		0.76	1.06
Канатные элементы, сформированные из одиночных спиральных пучков или пучков из параллельных проволок, с защитой от коррозии, выполненной при помощи пластической оболочки с жестким или подвижным заполнением пус- тот, с тремя или более слоями проволок		0.60	1.34
416
11. Канатные элементы в мостах
Соответствующие значения коэффициентов kr и kw для предварительного про-
ектирования могут быть получены из табл. 11.1.1. В последующем вес должен быть
откорректирован.
11.2.2.	ВЕТРОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
При оценке поведения канатного элемента при ветре следует принимать в расчет:
• статическую деформацию канатного элемента от ветрового воздействия;
- аэродинамическое возбуждение, приводящее к колебаниям канатных элементов
(см. гл. 7. Динамические расчеты).
11.2.3.	ТЕПЛОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Тепловые воздействия, принимаемые в расчет, должны учитывать разность тем-
ператур канатных элементов и остальных частей сооружения. Температура канатных
элементов зависит от цвета каната и уровня солнечной радиации, ветра, осадков и т.п.
При отсутствии более точных вычислений или детальной информации должно
быть принято [2], что, в любое время, канатный элемент мог бы быть на |15 °С| теплее
или на |10 °С| холоднее температуры остальной части конструкции моста.
11.2.4.	ВОЗДЕЙСТВИЕ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Регулирование усилий в канатных элементах является обычной процедурой для
здания требуемого напряженного состояния конструкции (см. гл. 9. Регулирование
ИЛИЙ).
Коэффициент надежности к воздействиям регулирования должен быть принят
жим же, как и к постоянным воздействиям [2].
11.2.5.	УДАЛЕНИЕ И ЗАМЕНА КАНАТНОГО ЭЛЕМЕНТА
Канатные элементы, подверженные риску повреждения (например, от ударов
типажей, усталости, коррозии, или террористических актов), должны быть запроекти-
рованы таким образом, чтобы была возможность их замены. Мост должен быть также
спроектирован так, чтобы быть способным к эксплуатации во время замены любого
штатного элемента, кроме случаев, когда в проектном задании по технологическим
причинам, и с одобрения компетентного органа решено иначе. Эти требования, изло-
женные в проекте европейских норм, достаточно жестки и практически исключают
возможность проектирования мостов с малым количеством вант. В то же время для
чоговантовых мостов такая процедура выполнима.
Для выполнения этих условий мост должен быть рассчитан с одним любым от-
зствующим канатным элементом на восприятие полной расчетной нагрузки. В про-
ге ENV предложено, что с согласия компетентного органа, коэффициенты надежно-
и по нагрузке могут быть уменьшены, но приняты не менее чем |1.05|. Те канатные
сменты мостов, которые не могут быть реально заменены при эксплуатации моста,
1лжны быть полностью предохранены от разрушения. К таким элементам должны
.1 гь отнесены кабели висячих мостов и, очевидно, также ванты на мостах с малым ко-
зчсством вант.
Если оговорено в проектном задании, мост должен быть запроектирован так, что
4 выдержать силы, возникшие при внезапном удаления одного или большего количс
ва канатных элементов, принимая во внимание возникшие динамические нагрузки
11. Канатные элементы в мостах	417
3-941
При отсутствии более точного анализа, влияние динамики от внезапного выбывания ка-
натного элемента может быть учтено следующей консервативной процедурой:
•	вычислить напряженно-деформированное состояние моста Ed, со всеми непо-
врежденными канатными элементами;
•	вычислить напряженно-деформированное состояние моста Ed 2с удаленным ка-
натным элементом;
•	оценить итоговое напряженно-деформированное состояние конструкции Ed от
статического и динамического воздействий, возникших от внезапного удаления
канатного элемента, по формуле
Ed= 2- Ed2-Edy	(Н.2.2)
При этом коэффициенты сочетаний могут быть приняты равными: транспорт -
1/а1 =0.75; ветер - у/, = 0.5; толпа -<//,= 0.
Для целей вышеуказанного анализа максимальное число удаленных канатных
элементов обычно не должно превышать тех, которые удерживают расчетную пло-
щадку балки жесткости размером 10 на Юм.
11.2.6. НАГРУЗКИ ДЛЯ РАСЧЕТА ВЫНОСЛИВОСТИ
Канатные элементы должны быть запроектированы так, чтобы иметь достаточ-
ную усталостную прочность на весь срок службы конструкции моста.
Значения воздействий от транспорта и ветра для оценки усталостной прочности
канатных элементов должны быть определены, как указано в главах 6 «Расчеты вы-
носливости» и 7 «Динамические расчеты».
11.3. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОСНОВНЫХ КАНАТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
При проектировании канатных элементов и их составляющих (прядей, прово-
лок, анкерных закреплений и т.п.) следует обратить внимание на следующее:
-	прочность каната и его закреплений;
-	сопротивление усталости;
-	чувствительность к ветровым колебаниям;
-	осевые и изгибные жесткости;
-	ползучесть;
-	требования по защите от коррозии;
-	требования по замене;
-	требование по изменению усилий;
-	цвет (отличие температуры каната от температуры моста).
Канаты из параллельных проволок не должны применяться в тех случаях, где
предусмотрен перегиб канатов на седлах, сепараторах или стяжках, если только не
приняты специальные меры для уменьшения кривизны перегибов.
11.3.1. КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
11.3.1.1. КАНАТЫ ИЗ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ПРОВОЛОК
11.3.1.1.1. КОНСТРУ КЦИИ КАНАТОВ
Канаты из параллельных проволок или параллельно уложенных проволок могу|
состоять из любого количества проволок. Единственным ограничением сечения для
каната является возможность его монтажа (подъем и транспортировка). В поперечном
418
II. Канатные элементы в мостах
. счснии круглые проволоки (диаметром 3-7 мм) плотно укладываются одна к другой,
пустоты между проволоками заполняются, и создается общая герметизация каната.
Основным недостатки канатов из параллельных проволок явялется то, что такие
шаты нельзя перегибать.
Поскольку проволока в канате прямолиней-
।л, то канат в целом работает как одна проволока
при растяжении и имеет стабильный модуль де-
формации (не зависящий от усилия в канате) и
равный 2.0-105 МПа. Канату не требуется предва-
рительная вытяжка для стабилизации свойств. На
рис. 11.3.1 показано поперечное сечение каната
моста Мангейм-Людвигсгафен в Германии. Канат
ик'тоит из 295 параллельных проволок, диамет-
ром 7 мм из оцинкованной стали с пределом
прочности 1600 МПа. Канат снабжен мощной за-
щитой от коррозии из слоев полиуретана (83%) с
наполнителем цинкохроматом (17%), полистирола
 полиуретана 4 мм.
Анкера канатов снабжены сепараторами (по
ту, показанному на рис.11.3.11), на которые
юрты высаженные головки проволок. Полость
<кера заполнена эпоксидным компаундом (6%
юксидного клея, 14% цинкового порошка и 80% стальной дроби). Диаметр каната
V2 см, вес погонного метра около 90 кг. Разрывное усилие каната 18000 КН.
Менее совершенные канаты были применены в 1976 г. в Киеве на Московском
осту. Канаты были разработаны киевской лабораторией ЦНИИС (Центрального На-
жо-исследовательского Института Транспортного Строительства, который находил-
। в Москве). Канат состоит из 91 оцинкованной проволоки диаметром 5 мм. Времен-
ное сопротивление проволок после оцинковки горячим способом составляло 1600 МПа.
Канат представляет собой шестигранник
(рис. 11.3.2).
Внутренняя защита каната от корро-
зии (помимо оцинковки проволок) - это
заполнение пространств между проволока-
ми. Пустоты были заполнены кремний ор-
ганическим компаундом, жизнеспособ-
ность которого, была задана 1 год, т.е. под-
вижность массы заполнения сохранялась
Рис Ц32	на протяжении одного года. Это было дос-
тигнуто строго дозированным введением
|гализатора. Срок в один год был определен продолжительностью монтажных опера-
лй с канатами, когда подвижность проволок между собой необходима. Для удержа-
ie жидкого состава внутри каната по его периметру выполнена обмотка двумя слоя-
и стеклоленты, пропитанной тем же составом, но с жизнедеятельностью несколько
пнут. Так была создана герметичная резиноподобная оболочка вокруг каната. Для
щиты оболочки от механических повреждений произведена наружная обмотка кана-
двумя слоями стальной оцинкованной ленты, которая в дальнейшем была окрашена
м же, кремнийорганическим составом с наполнителем алюминиевой пудрой. Такая
щита должна обеспечить сохранность проволок каната на период всего срока служ-
j моста - около 100 лет.
11. Канатные элементы в мостах
4Т5
Разрывное усилие каната Московского моста составляет 3000 КН, а предельное
расчетное 1400 КН, или - 47% от разрывного. Погонный вес каната 14.7 кг/м. Осевая
жесткость 360 КН при стабильном модуле деформации 2.01-105 МПа. Физическая не-
линейность и ползучесть практически отсутствуют.
11.3.1.1.2. ИЗГОТОВЛЕНИЕ КАНАТОВ
Как правило, из-за сложностей, связанных с транспортировкой, канаты из па-
раллельных проволок изготавливают непосредственно у моста. Дело в том, что канаты
из параллельных проволок не допускают перегибов. В Германии в 80-х годах было оп-
ределено: если масса канатов менее 600-700 т, то их целесообразнее готовить на заво-
де, а если больше - то у моста
1! Основная масса канатов Московского моста в Киеве была изготовлена непо-
средственно на строительной площадке у моста из-за сложности их перевозки. Для пе-
ревозки части канатов изготовленных в цеху потребовалось их подвивать, разворачи-
вая вокруг оси на угол 180° вначале в одну, а затем в другую сторону для того, чтобы
уложить в «восьмерку». Затем потребовалась специальная процедура их выпрямления
перед монтажом. На Вантовом мосту в Риге через Даугаву от перевозки канатов отка-
зались, и все канаты аналогичной конструкции были изготовлены у моста. Отличие в
конструкции рижских канатов состояло в замене стальной оцинкованной ленты меха-
нической защиты канатов на нержавеющую ленту из стали 12X13. Канаты моста Ман-
гейм-Людвигсгафен были изготовлены у моста. Изготовление канатов из параллель-
ных проволок не требует дорогостоящего оборудования. Технология их изготовления
на мостах в Киеве и в Риге сводилась к следующему.
-	Катушки с высокопрочной проволокой устанавливаются на оси на стеллажах для
свободной размотки (число катушек равно числу проволок в канате).
-	Проволоки заправляются в систему отверстий в направляющих из фторопласта и
подводятся к формирующей канат-установке.
-	При протяжке проволок через установку они вначале попадают в ванну с гермети-
зирующим компаундом для заполнения полостей каната.
-	На смоченные компаундом проволоки наматывается стеклолента и стальная лента,
синхронно с продвижением каната.
-	В процессе изготовления канат подтягивается тросом лебедки по рольгангу, уста-
новленному за установкой.
-	После изготовления каната требуемой длины выполняется механический рез каната.
-	Изготовленный отрезок перемещается в сторону от рольганга на стапель для хране-
ния канатов и постановки анкеров. При описанной технологии возможно изготов-
ление каната практически любого сечения.
11.3.1.1.3. МОНТАЖ
Монтаж канатов из параллельных проволок довольно трудоемок. Так как канаты
не могут быть намотаны на барабаны, их раскладывают на пролете на тележках, а за-
тем монтируют, поддерживая их по всей длине
На Московском мосту через Днепр в Киеве канаты из параллельных проволок
монтировались снизу-вверх, что было предопределено конструкцией опорных частей
на пилоне. Установка вначале нижних, а потом верхних канатов оказалась очень слож-
ным технологическим процессом. Полученный при этом опыт заставил отказаться от
такой схемы монтажа, и от конструирования узлов анкерения на пилоне, которые бы
предопределяли монтаж. На мосту через Даугаву в Риге монтаж аналогичных канатов
был произведен сверху-вниз. Технологическая схема монтажа состояла в следующем.
420
11. Канатные элементы в мостах
-	Изготовленные канаты лежали на деревянном стапеле, опертые через 3 м по длине.
Порядок их раскладки на стапеле соответствовал очередности их монтажа.
-	Канаты вручную перекладывались со стапеля на тележки, соединенные в единую
цепь-поезд, и транспортировались на мост на смонтированную балку жесткости.
-	На мосту на уже смонтированных вышележащих канатах передвигались тележки с
захватами (для монтажа первых канатов был использован лидерный трос). Когда
поезд с тремя канатами подходил в зону захвата тележек, происходил их подъем
параллельно уже смонтированному канату.
-	Далее заводили вначале верхний анкер на место его закрепления в пилоне практи-
чески без усилий, а затем нижний с усилием не более 30 тс.
-	Захваты по всей длине автоматически расцеплялись и освобождали вновь смон-
тированный канат.
Темп монтажа составил 8-10 канатов в день при двух комплектах тележек. Опи-
санная схема монтажа требует смонтированной балки жесткости, как пути для подачи
канатов.
Навесной монтаж балки жесткости вантового моста Манейм-Людвигсгафен
предопределил порядок заводки канатов снизу-вверх. Навесной монтаж балки жестко-
сти велся с использованием вант без временных опор. Для возможности раскладки
прямолинейного каната от пилона вдоль балки жесткости на монтируемой консоли
устраивался аванбек. Трос со свисающими полиспастами (до 40 шт.) был закреплен на
верху пилона и внизу - на раме деррик-крана, стоящего на консоли. Подвески поли-
спастов опускались вниз к лежащему на пролетном строении канату. Подвески при-
соединялись к жестким ложам, на которые был уложен канат. При помощи одновре-
менно работающих лебедок (каждая приводила в движение один полиспаст), начинал-
ся подъем каната. При подъеме канат сохранял свою прямолинейность и лишь повора-
чивался относительно полетного строения за счет индивидуальной работы каждой из
лебедок. Усилия заводки концов в анкерные устройства были невелики благодаря то-
му, что канат сохранял прямолинейность за счет поддержания по всей его длине.
11.3.1.2. ЗАКРЫТЫЕ СПИРАЛЬНЫЕ КАНАТЫ
11.3.1.2.1. КОНСТРУКЦИИ КАНАТОВ
Принципиальная конструкция закрытого спирального каната показана на
рис. 11.3.3. Спирально расположенные слои Z-образных проволок охватывают сталь-
ной сердечник, выполненный из спирального канта. Фа-
сонная Z-образная высокопрочная проволока изготавли-
вается прочностью до 1570 МПа согласно DIN 779.
Канат отличается от спирального мостового кана-
ia тем, что имеет замкнутую оболочку из слоев плотно
уложенных (зазор 0.3 мм) друг к другу Z-образных про-
волок. Слои замыкаются друг с другом, образуя «замки»
и практически не оставляют пустот. Проволоки в канате
оцинкованы. Полость между проволоками в процессе на-
вивки каната заполняется полиуретаном с цинковым на-
полнителем, срок подвижности которого задается на пе-
риод монтажа канатов. Канаты после монтажа следует
окрашивать. Такая конструкция позволяет отказаться от
дорогостоящей защиты от коррозии, применяемой для
канатов из параллельных проволок. Сечение канатов может быть очень большим. Так,
11. Канатные элементы в мостах
ЗЯ
в городе Гильзенкирхене в Германии на заводе Bridon-Thyssen находится установка,
позволяющая изготавливать канаты диаметром до 180 мм.
11.3.1.2.2. ХАРАКТЕРИСТИКА КАНАТОВ
Закрытый спиральный канат имеет меньший, по сравнению с канатом из парал-
лельных проволок модуль деформации. Он обычно составляет 1.6-105-1.7-105 МПа.
Рис.11.3.4
Рис. 11.3.5
Модуль деформации во многом
зависит от шага свивки. Закрыто-
му несущему канату присуща фи-
зическая нелинейность. Модуль
деформации меняется в зависимо-
сти от усилия в канате. Чем боль-
ше усилие, тем больше модуль де-
формации.
Принято, что деформация
закрытого несущего каната скла-
дывается из трех составляющих:
1) упругое удлинение проволок в
канатах;
2) упругое удлинение как резуль-
тат изменения структуры кана-
та «spring effect»;
3) удлинение от постоянных воз-
действий как результат изме-
нения структуры каната(вклю-
чает ползучесть).
Диаграмма нагружения ви-
того закрытого каната с четырьмя
слоями Z-проволок изображена
на рис. 11.3.4. Образец каната ди-
аметром 83 мм с двумя установ-
ленными анкерами длиной 5 м,
был подвергнут 10 циклам нагру-
жения до расчетного усилия
(47.5% разрывного) и разгрузке
(5% разрывного). Модуль был
практически стабилизирован на
втором третьем цикле и в даль-
нейшем не менялся. Физическая
нелинейность в диапазоне нагру-
жений практически отсутствует:
модули в диапазоне нагружений
10% от разрывного и 40% от раз-
рывного имеют отличие в 1 %. Вес
каната составляет 42.6 кг/м.
На рис. 11.3.5 показана диаграмма растяжения указанного каната. Канат был до-
веден до разрушения. На графике видна линейная зависимость удлинения каната в
диапазоне нагружений до 50-55% от разрывного. Далее прослеживается нелинейный
участок и текучесть проволок. Разрыв первых проволок наступает при усилии 7350 КН,
422
11. Канатные элементы в мостах
потом опять растет усилие и вновь - разрывы. Минимальное разрывное усилие для
•того каната, установленное стандартом производителя, составляет 7140 КН.
На графике также указаны предельные усилия, допускаемые на канат по евро-
пейским нормам (Annex A, ENV 1993-2) и по отечественным мостовым нормам СНиП
2.05.03-84*.
11.3.1.2.3. ИЗГОТОВЛЕНИЕ КАНАТОВ
Закрытые спиральные канаты изготавливают на заводах. Канаты, которые изго-
товлены на устаревшем оборудовании, требуют большого объема работ с ними перед
монтажом для стабилизации модуля деформации. Примером может служить работа,
проведенная с канатами Южного моста через Днепр в Киеве1’.
’’ Канаты 0 62 мм были изготовлены на Волгоградском канатном заводе на ус-
। ановке, возраст которой около 60 лет. Канаты были изготовлены по техническим ус-
ловиям ТУ14-4-1216-82 «Канаты стальные оцинкованные спиральные закрытой конст-
рукции». По требованию заказчика проволоки могут быть оцинкованы гальваническим
способом по группе ОЖ (250 грамм цинка на м2). Диаметры выпускаемых Волгоград-
ским канатным заводом канатов от 32 до 72 мм. Заводом не регламентируются: диа-
грамма изменения модуля деформации, величина ползучести, агрегатная прочность и
мерная длина. Канаты не имеют специальной защиты от коррозии (внутри канатов на-
ходится заводская смазка, которая впоследствии значительно осложняет окраску ка-
натов). Поставка канатов осуществляется на барабанах отрезками длиной до 1000 м.
Использование таких канатов в качестве вант для совмещенного под метрополи-
ей и авто движение Южного моста привело к дополнительным проектным и строи-
1ельным работам. Напряженно-деформированное состояние вантового пролетного
строения определяется знанием жесткостей его элементов: вант, балки жесткости и в
меньшей мере пилона. Ошибки в оценке модуля деформации канатов могут привести
не только к искажению проектного профиля моста, но и к его обрушению. Для опреде-
ления фактического модуля деформации и измерения длин канатных элементов были
разработаны специальные ТУ-784.МВ-КМ21 «Технические Условия на канаты вант»,
н которых оговаривалась цепь технологических операций, выполняемых с канатами:
I. Размотка каната с барабана, резка на заготовки длиной по 310 м (канаты поставля-
лись на барабанах диаметром 2,2 м; на барабане находилось около 930 м каната).
.'. Установка постоянных анкеров (без заливки их внутренней полости компаундом) по
концам отрезка
1. Троекратная вытяжка каната по ступеням нагружений - 50, 100, 350, 800, 1 000,
1 200, 1 500 и 1 750 КН. На первом цикле нагружений при усилии 1750 КН выдержка
каната течение 1 часа. Ступени разгрузки - 1 750, 1 500, 1 200, 1 000, 800, 350 и
100 КН.
4.	Разметка длин канатов выполняется на четвертом цикле нагружения при усилии в
1000 КН на этапе разгрузки от 1 200 до 1 000 КН. Перед разметкой сопоставляются
удлинения на ступенях нагружения 800-1000 КН и I 000-1 200 КН с удлинениями
на тех же ступенях третьего цикла. При их несовпадении более чем на 0.5% четвер-
тый цикл доводится до 1750 КН, а разметка выполняется на пятом.
5.	Сматывание размеченного отрезка на барабан для хранения.
<>. Размотка с барабана отрезка длиной 310 м; резка его на мерные длины и установка
анкеров и несъемных деталей.
7.	Соединение канатов в цепь (с использованием резьбы в торцах анкеров) и вытяжка
усилием 1 750 КН для обтяжки поставленных анкеров.
) /. Канатные элементы в мостах
423
8.	Заливка анкеров, объединение канатов в цепь и обтяжка цепи усилием 2050 КН. (От
последнего требования впоследствии отказались).
9.	Сматывание канатов на барабан с последующей подачей под покраску несъемных,
деталей и далее монтаж.
Как видно, комплекс работ по стабилизации механических свойств канатов >1
измерению их длин потребовал больших материальных (стоимость стенда, машин w
электронного силоизмерительного оборудования) и временных затрат. Работы выпол-
нялись более года. В результате выполненной работы была достигнута точность изме-
рения длин 1/20000 и установлен модуль деформации при разных усилиях в канате с
точностью до 1%. Фактический усредненный модуль деформации при усилии в 1 МН
составил 1.7-105 МПа, а его разброс по отдельным бухтам доходил до 4%.
Кроме этого, был выполнен комплекс геодезических работ по определению фак-
тического положения узлов анкерения сооруженного пилона, надвинутой в проектное
положение стальной балки жесткости и смонтированной железобетонной противовес-
ной части. В результате были определены расчетные пакеты подкладных под анкера
шайб. В дальнейшем при монтаже и опускании балки жесткости длины канатов не ре-
гулировались. Выполненный комплекс работ обеспечил совпадение расчетного и фак-
тического напряженно-деформированных состояний вантовой схемы от постоянных
нагрузок. Отличие в высотном положении балки жесткости вантового 270-метрового
пролета, имеющей строительный подъем более 2 м, составило около 5 см. При загру-
жении моста временными нагрузками перемещения балки жесткости и отклонения пи-
лона практически полностью соответствовали расчетным.
Для современных витых канатов, выпускаемых, например, в Германии, не тре-
буется выполнять описанные процедуры. На заводе канаты изготавливают мерной
длины с анкерами. Измерение длины каната может быть выполнено при усилии до
2000 КН с точностью 1/20000. Допуск на отклонение модуля деформации составляет
±4%. На канатах устанавливаются анкера с горячей заливкой проволок. Канаты за-
щищены от коррозии горячей оцинковкой проволок и введением в полость каната
цинконаполненного полиуретана. Срок твердения состава задается исходя из продол-
жительности монтажа. Завод предоставляет следующую информацию о канате:
1.	Длина изготовленного каната, измеренная с точностью 1/20000 и приведенная к
температуре 20°.
2.	Величина продольной ползучести - около 0.15 мм/м.
3.	Величина подвижки проволок в анкерах при заданном усилии (до 3 мм при разрыве
каната).
4.	Диаграмма изменения модуля деформации на циклах нагружения-разгрузки (при за-
казе испытаний)
5.	Агрегатная прочность каната.
11.3.1.2.4	. МОНТАЖ КАНАТОВ
Процесс монтажа вант из закрытых спиральных канатов менее трудоемок, чем
канатов из параллельных проволок. Это вызвано способностью закрытого спирального
каната перегибаться на относительно небольшом диаметре. Наиболее прост способ,
при котором канат заводится в анкерные устройства на пилоне, сматываясь с барабана,
установленного на пролетном строении. Заводимый верхний конец каната может быть
поднят с помощью лебедки или крана. Нижний конец каната, который заводится в
балку жесткости или устой, подтягивается к узлу анкерения с помощью лебедки, а ес-
ли усилие большое, то на последнем этапе используют домкрат.
424
11. Канатные элементы в мостах
11.3.1.3.	КАНАТЫ С ПОЛУПАРАЛЛЕЛЬНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ПРОВОЛОК
На мосту Татара в Японии (1999 г.), с самым большим в 20 в. вантовым проле-
том 890 м, для вант применены канаты с полупараллельным расположением проволок.
Гальванизированные стальные проволоки
диаметром 7 мм сформированы на заводе в пуч-
ки, и слабо подвиты. Даже небольшая подвивка
делает канат подвижным, что позволяет его пе-
регибать и выполнить намотку на барабаны. Мо-
дуль деформации и разрывное усилие при этом
практически не снижаются. Канаты покрыты при
формировании высокоплотным полиэтиленом
методом экструзии. На центральном вантовом
мосту Мейко применены канаты той же конст-
рукции (рис. 11.3.6)
. У самых мощных канатов моста диаметр
«писанной окружности равен 173 мм. Канат
формирован из 379 проволок диаметром 7 мм.,
ечение проволок 145.9 см2. Разрывное усилие
4400 КН. Погонный вес каната 118 кг.
Поверхность полиуретана защиты каната выполнена с небольшими выемками,
не дающими возможность образовывать на канате потоки при дожде. Это связано с
юждевой вибрацией каната (см. гл. 7. Динамические расчеты).
11.3.1.4.	РАСЧЕТЫ КАНАТОВ
11.3.1.4.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В КАНАТАХ
Усилия для проверок прочности канатов следует определять от расчетных воз-
1ействий, выделяя усилия, создаваемые временной нагрузкой, ползучестью и регули-
рованием. Усилия от временной нагрузки следует определять загруженном линий
линяния. Форма таблицы может быть произвольной, например, такой, как для канатов
пантового моста в Салехарде (табл. 11.3.1.).
Таблица 11.3.1
Усилия в канатах для расчетов прочности
| номер каната	Расчетные усилия в канатах (тс), от действия							Итоговые усилия 2> в канатах, тс	
	собственного веса"		временной под- вижной нагрузки		регулирования 3)		ползу- 4) чести '		
	max	min	max	min	max	min		max	min
1	74.4	35.9	41.9	-3.6	167.1	132.3	-10.1	278	148
2	259.5	168.7	109.4	-10.5	-99.0	-81.0	-0.9	288	57
В таблице:
Учет собственного веса произведен для итоговой вантовой схемы (с рестораном).
Итоговые усилия — это экстремальные усилия в канатах, учитывающие возможность экс-
плуатации сооружения до прохождения ползучести в канатах, и после окончания ползучести.
Воздействия регулирования приняты с коэффициентом надежности по нагрузке у# - 1.1 (0.9).
Воздействия ползучести приняты с коэффициентом надежности по нагрузке у#=1.1.
11. Канатные элементы в мостах
42S
11.3.1.4.2.	УЧЕТ НЕЛИНЕЙНОЙ РАБОТЫ КАНАТА
Учет нелинейной работы канатных элементов может быть выполнен при ис-
пользовании современных программ, которые решают нелинейные задачи, а также по
ручным алгоритмам, приведенным далее. Такие расчеты обычно необходимы на ста-
дии монтажа канатов. На стадии эксплуатации возможны линейные или квазилиней-
ные расчеты с использованием касательного модуля деформации. Касательный модуль
каната Е, может быть определен по формуле
где Е - эффективный модуль упругости канатного элемента;
р - эффективная плотность каната, определяемая делением погонного веса кабеля
(включая слои защиты и т.п.) на площадь поперечного сечения;
I - горизонтальная проекция каната;
сг - напряжение в канате под нагрузкой.
В начале расчетов касательный модуль каната может быть вычислен при дейст-
вии расчетных постоянных нагрузок. Полученные результаты расчетов могут быть ос-
тавлены без дальнейших корректировок, если принятое значение касательного модуля
не отличается от его крайних значений более чем на 5%.
Если же это условие не выполнено, то модуль следует принять как среднее его
значение между максимальным и минимальным при условии, что отличия не составят
более 5%.
11.3.1.4.3.	ПРОВЕРКИ ПРОЧНОСТИ ПО СНИП 2.05.03-84
Проверки прочности каната следует выполнять в соответствии с п.4.33 СНиП
2.05.03-84* по формуле
N
—	(163)
А
где - расчетное сопротивление каната, определяемое для витого закрытого каната
и для канатов одинарной свивки по формуле
=	(164)
А'7т А7т
Ри„ ] - значение разрывного усилия каната в целом (агрегатная прочность);
_ сУмма разрывных усилий всех проволок в канате;
к - коэффициент агрегатной прочности; зависит от шага свивки, т.е. сколько диаметров
каната укладываются в витке. При распространенном шаге свивки, равном 12-13,
к = 0.95;
ут - коэффициент надежности, равный 1.6;
т - коэффициент условий работ по табл. 60. (принимается 0.8 - для висячих и ванто-
вых мостов, а если мост не автодорожный (пешеходный, железнодорожный,
совмещенный) еще вводится 0.9, тогда - т = 0.9 • 0.8 = 0.72);
а)	т1 учитывает работу проволок в анкере (если горячая заливка mj-0,95; в<>
всех остальных случаях mj-l) по прил. 14 СниП;
б)	учитывает поперечное давление на отклоняющем устройстве или седле
при соблюдении условий перегиба каната диаметром ds (мм) на диаметре D:
426
11. Канатные элементы в мостах
если диаметр каната 10 < ds < 50, то диаметр перегиба — > 0.7 • <7, +15 ,
ds
если диаметр каната d. > 50, то диаметр перегиба — > 52.
Если поперечное давление менее 1 тс/см каната, то mt = 1; если давление более
1 т/см, то mt < 1, и определяется по прил. 14 СНиП.
Коэффициенты mt, определенные по пунктам а) и б), перемножаются между собой.
Формулу (163) можно записать в виде
У Р	n
=!П..т.т	(11.3.2)
/т	Г»
<десь Nr = У Рт • к - минимальная прочность канат на разрыв, кН;
— • т • т{ - понижающие коэффициенты к разрывному усилию каната /V,.
Предельные усилия для витого закрытого каната, выраженные в процентах от
разрывного усилия, приведены в табл. 11.3.2.
Таблица 11.3.2
Элемент из витого закрытого каната вантового или висячего моста с анкерами с горячей заливкой
Характеристика моста и условия работы элемента			т	тх	— mmt 100% 7.
Автодорожный или город- ской мост	поперечное обжатия каната менее 1 т/см	1.6	0.8	0.95	47.5 %
	поперечное обжатия каната 20 т/см	1.6	0.8	0.80	40.0 %
Пешеходный или желез- нодорожный мост	поперечное обжатия каната менее 1 т/см	1.6	0.72	0.95	42.75 %
	поперечное обжатия каната 20 т/см	1.6	0.72	0.80	36.0 %
Для канатов из параллельно уложенных проволок, снабженных анкерами с хо-
юдной заклинкой, условие прочности выглядит следующим образом:
Л/<0.63УРа„ тт, = —(11.3.3)
Г»
Предельные усилия для каната из параллельных проволок, выраженные в % от
(хорывного усилия, приведены в таблице 11.3.3 (анкер с холодной заливкой).
Таблица 11.3.3
Элемент из каната из параллельных проволок вантового или висячего моста					
Характеристика моста и условия работы элемента			т	т\	— т • mt 100%
Шггодорожный или город- ской мост	поперечное обжатия каната менее 1 т/см	1.6	0.8	1	50.0 %
	поперечное обжатия каната 20 т/см	1.6	0.8	0.9	45.0%
Пешеходный или желез- нодорожный мост	поперечное обжатия каната менее 1 т/см	1.6	0.72	1	45.0 %
	поперечное обжатия каната 20 т/см	1.6	0.72	0.9	40.5 %
/ /. Канатные элементы в мостах
ИТ
11.3.1.4.4. ПРОВЕРКИ ПРОЧНОСТИ ПО ENV
В соответствии с п.5.4.3 ENV 1993-1-1 проверка прочности растянутого элемен-
та выполняется по формуле
(11.3.4)
где - наибольшее расчетное усилие в канате;
Д'
N, ы = —— - расчетная величина сопротивления сечения каната;
/м
Nh min _ минимальное разрывное усилие каната в целом;
ум - 1.8 или может иметь иное значение в соответствии с п. А.8.1 приложения А к
ENV 1993-2.
11.3.1.4.5.	ПРОВЕРКИ ВЫНОСЛИВОСТИ КАНАТОВ
Проверки выносливости канатных элементов по СНиП 2.05.03-84* приведены в
главе «Выносливость», п.6.3.3.
В проекте европейских норм оценка выносливости канатов состоит в сопостав-
лении величины размаха напряжений в проволоках каната с предельным значением.
Величина порога выносливости при 2 млн. циклах оценивается следующими
значениями:
-	для закрытых спиральных и мостовых канатов с анкерами с горячей заливкой
112 Мпа;
-	для канатов из параллельных проволок с холодной заливкой анкеров 160 Мпа.
Следует иметь ввиду, что кроме учета размаха напряжений от временной на-
грузки, европейские нормы предлагают учитывать размах напряжений от колебаний
при ветре (см. гл. 7. Динамические расчеты).
11.3.2. АНКЕРЫ
11.3.2.1. ТИПЫ АНКЕРОВ
На концах канатных элементов для возможности их прикрепления к элементам
моста устанавливают стационарные анкеры.
Анкеры и элементы закреплений канатных элементов должны быть запроекти-
рованы так, чтобы при увеличении осевого растяжения, предельное сопротивление ка-
ната разрыву было достигнуто прежде чем произошли любые общие пластические или
другие остаточные деформации в анкере или в опорных элементах, которые могли бы
повлиять на несущую способность анкеров. Элементы закреплений должны иметь со-
противление усталости не ниже, чем сопротивление канатных элементов.
Конструкция анкеров и методы фиксации каната в анкере могут быть различны-
ми. На рис.11.3.7 показана конструкция канатных элементов с тремя типами анкеров:
открытыми или вилочными, цилиндрическими и с наружной резьбой и опорными
шайбами, а также даны характерные размеры анкеров, которые следует указать при за-
казе каната с анкерами.
428
11. Канатные элементы в мостах
11.3.2.2. ТИПЫ ФИКСАЦИИ ПРОВОЛОК В АНКЕРЕ
Закрепление проволок внутри анкеров может быть выполнено с помощью их за-
1 линки стальными клиньями, холодной и горячей заливки. Холодная заливка выполня-
тся при помощи эпоксидного состава,
1 горячая - сплавом металлов на осно-
ве цинка.
Стальной стакан, в котором вы-
полняется заклинка проволок с помо-
щью горячей заливки должен быть за-
проектирован так, как изображено на
рис.11.3.8.
Закрепление проволок витых за-
крытых канатов в анкерных стаканах
выполняется, как правило, при помо-
щи горячих сплавов. Горячая заливка
ранее производилась расплавом рафи-
нированного цинка при температуре
Рис. 11.3.8
150 °C. Заливка расплавом ЦАМ (цинк-алюминий-медь) позволяет снизить температу-
ру заливки до 400^120 °C. Дело в том, что заливка горячим расплавом вызывает замет-
ши: снижение прочности проволок. Так, при температуре расплава 450 °C и продолжи-
(сльности реакции 10 мин прочность проволок снижается на 12%. При заливе ЦАМ
пижение прочности составит 5-8%. В больших массивных анкерах для канатов боль-
ного диаметра потеря прочности может быть еще большей. Горячая заливка ограни-
нвает размах переменных напряжений значением 150 МПа (по нормам Германии) и
н> 110 МПа (по проекту европейских норм). Пример анкера с горячей заливкой пока-
ли на рис. 11.3.9. Видно, что проволоки на всей длине заливки сохраняют относитсль-
|ую прямолинейность (не имеют крюков).
11. Канатные элементы в мостах
4»
Горячее заполнение анкера
Рис.11.3.9
330.5
Конструкция анкеров
витых канатов может быть
также выполнена с заклин-
кой и холодной заливкой
проволок. Анкера с заклин-
кой и холодной заливкой
проволок были применены
на Южном мосту через
Днепр в Киеве. Принцип за-
клинки проволок заключался
в следующем: в торец кана-
та, заведенного в анкер меж-
ду слоями проволок внедря-
лись стальные клинья, вы-
полненные в виде полых ко-
нусов. Последующая вы-
тяжка каната до расчетного
усилия 1750 КН обеспечи-
вала итоговые подвижки в
анкерах. Только после этого
полость анкера заполнялась
эпоксидным компаундом.
Такая конструкция имеет
преимущество перед анке-
рами с горячей заливкой в
связи с тем, что предел вы-
Рис 11 3 10	носливости каната с таким
анкером может быть сущест-
венно повышен. Недостаток - большая трудоемкость постановки анкеров.
На рис. 11.3.11 изображена конструкция анкера каната из параллельных прово-
лок Московского моста через Днепр в Киеве. Принцип заклинки проволок в анкере
следующий. Проволоки разводятся в анкере и их концы пропускаются через конусные
отверстия в сепараторном кольце. Каждая из проволок заклинена в этих отверстиях,
расположенных радиально. Заклинка происходит за счет образования клиновидных
уширений на концах проволок. Кроме того, полость анкера заполнена эпоксидным
компаундом с наполнителями: стальная дробь (0 1,5 мм), цемент и цинковый поро-
шок. Такая заливка полости анкера называется «холодной». Испытания показали, что
компаундом
Вкладыш
Заполнение
эпоксидным
компаундом
Разведенные проволоки
Рис.11.3.11
Клиновидное уширение конца проволоки
податливость проволок в анкере при доведения усилия в канате до разрывного, не пре-
вышала 2 мм. Для смягчения угла перегиба проволок на выходе из анкера установлен
430
11. Канатные элементы в мостах
i пениальный вкладыш из мягкого сплава. Для предотвращения скопления воды у ан-
керного отверстия и коррозии проволок в этом месте в торец анкера ввернута предо-
храняющая канат труба длиной около 1 м, пространство между стенкой трубы и кана-
п>м заполнено также кремнийорганическим компаундом.
11.3.2.3. ОЦЕНКА РАЗМЕРОВ АНКЕРА
При использовании металла в качестве материала заполнения анкера, длина за-
делки проволок принимается большей из L > 5 • d или 50 • dD. При использовании эпок-
сидного состава в качестве материала заполнения длина заделки проволок принимает-
ся большей из £ > 7 d или 70  dD.
Диаметр анкера при угле наклона конуса 5° < а < 9° может быть оценен по формуле
da = 0.3^ + 1.9 d,
а.
(11.3.5)
। де d - номинальный диаметр каната, мм;
dD - диаметр или высота самой большой проволоки в канате;
ст02 - условная текучесть проволоки;
ау - предел текучести материала анкерного стакана.
При заклинке проволок или удержании их концов в сочетании с холодной за-
ливкой конструкция анкера должна быть определена индивидуально и испытана (до-
ведена до разрушения).
11.3.2.4. НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ АНКЕРОВ
Анкерные стаканы должны быть запроектированы более прочными чем сам ка-
нат. Для оценочных расчетов может быть применен ниже приведенный алгоритм.
Проектное усилие, приложенное к анкеру FSil, должно быть принято с коэффи-
циентом 1.05, умноженному на расчетное сопротивление каната NR, независимо от
расчетной нагрузки в канате.
Продольные напряжения о1ы в любом сечении анкерного стакана, соответст-
вующего рис. 11.3.8, должны быть вычислены по формуле
к  F
(И.3.6)
А
। де FLSd - может быть оценено как линейное распределение от значения F^ на опор-
ной поверхности, до нуля - на свободном конце;
А - площадь анкерного стакана в рассматриваемом сечении;
- коэффициент, учитывающий неравномерность передачи усилия с проволок
на анкерный стакан.
Значения растягивающих круговых сил FrSd в анкерном стакане может быть
принято как
Fr я =---->	(Н -3.7)
2 -7г1ап(0 + а)
1 Ле ~ проектное усилие, приложенное к анкеру, FSd = NR • 1.05.
ф - угол трения между анкерным стаканом и материалом заполнения; может
быть принят 17° для металлического заполнения и 22° для эпоксидного за-
полнения.
а - угол конуса анкерного стакана (см. рис. 11.3.8).
4УГ
/ /. Канатные элементы в мостах
Суммарное растягивающее кольцевое усилие Fr Sd может быть условно распре-
делено вдоль анкера для получения локальной интенсивности fr Sd так, как показано в
табл. 11.3.4.
Радиальные напряжения в любом сечении анкерного стакана могут быть оцене-
ны по формуле
2 • к, • f и
(И.3.8)
К -dt)
где frSd - локальные усилия (см. табл. 11.3.4);
d0 - наружный диаметр анкера;
- внутренний диаметр анкера в / -том сечении;
к2 - коэффициент, учитывающий неоднородность распределения напряжений по
толщине анкерного стакана, и может быть принят = 1.5.
Максимальное значение главного напряжения в любом сечении анкерного стакана
aLRd и не должно превысить расчетного напряжения, определенного для анкера.
11.3.3.	СЕДЛА, СТЯЖКИ И СЕПАРАТОРЫ
11.3.3.1.	НАЗНАЧЕНИЕ И КОНСТРУКЦИЯ
Седла, стяжки и сепараторы, хотя и отличаются по конструкции и назначению,
близки между собой по характеру работы канатов в них заключенных. Во всех этих
устройствах канаты перегибаются и поперечно обжимаются. Проскальзывание канатов
относительно седел, стяжек и сепараторов должно быть предотвращено.
Седла должны быть запроектированы так, чтобы:
-	предельное сопротивление разрыву канатных элементов, перегибающихся вокру,
седла, не было уменьшено более чем на 5%, если только детальные вычисления нс
показывают большее уменьшение допустимым;
-	при оценке усталостной прочности помимо изменения осевых усилий в канате еле
дует учитывать изменение напряжений при изгибе от циклических воздействий;
-	канаты или пряди должны иметь возможность быть замененными, если это потре
буется.
432
11. Канатные элементы в мостах
При отсутствии детальных вычислений, размеры седла, чтобы удовлетворить
«еречисленным требованиям, должны быть такими, как показано на рис. 11.3.12.
L
Рис.11.3.12. Конфигурация седел для перегиба канатов
/ - длина каната, контактирующая с седлом от нормативных постоянных нагрузок;
\L - дополнительная длина касания, которая возникает при загружении моста вре-
менными нормативными нагрузками;
ft - радиус седла, который обычно должен составлять 30 диаметров каната, но может
быть уменьшен при уменьшении растяжения и сопротивления усталости в канате.
Скольжение (проскальзывание) канатов по седлу должно быть предотвращено
। счет сопротивления трения или за счет специальных зажимов.
Седла могут быть выполнены подвижными, иметь шарнирное опирание и быть
«щемленными в пилоне (рис. 11.3.13 а, б, в).
На рис. 11.3.13, а опирание канатов выполнено на подвижное седло. Эта конст-
и ия характерна для опирания кабелей висячих мостов в анкерной опоре. На пилоне
। .in конструкция применяется редко.
На рис. 11.3.13, б выравнивание распоров справа и слева происходит за счет ка-
ющегося седла.
На рис. 11.3.13, в - седло, устанавливаемое на пилоне вантовых и висячих мостов,
иность усилий справа и слева от седла должно быть воспринято седлом.
V94I
11. Канатные элементы в мостах
433
Канаты вант в седлах укладывают в подготовленные ложа. Если канаты не раз
мещаются в один ряд, то укладка может быть выполнена в несколько ярусов. При эток
давление от вышележащих канатов в большинстве случаев передают на нижележащие
Возможны решения, при которых давление от вышележащих канатов не переда
канатов. Принципиальные решеню
нагрузку
от
Крышка
Вертикальные
перегородки
ется на нижележащие. В этом случае устраивают седла с несколькими ярусами, спо
собными воспринимать поперечную
по укладке показаны на рис. 11.3.14:
Прижимные
Канаты болты
Алюминии
Прокладные элементы
Верх седла -
ложе для канатов
a	б	в
Рис.11.3.14
-	На рис.11.3.14, а показана конструкция седла с укладкой канатов в один ряд по го-
ризонтали. В седлах сделаны круговые выточки, в которые укладывают канат,
обернутый в мягкий распределяющий материал, например алюминий. Преимуще-
ства - простота и возможность замены любого каната.
-	При большем количестве канатов в ванте укладка может быть выполнена так, как
показано на рис.11.3.14, б. Давление, передаваемое вантой, считается распределен-
ным по длине d. Следует обеспечить плотное касание канатов по всей длине.
-	На рис.11.3.14, в показана более совершенная конструкция. Каждый канат в седле
находится в обойме за счет прокладных элементов, охватывающих канат. Возмож-
но наличие вертикальных перегородок-разделителей.
В седлах может быть устроен перегиб канатов вант из параллельных проволок
Перегнуть канат из параллельных проволок на седле в обычных условиях нельзя, но
можно канат изготовить с заданным радиусом кривизны. В этом случае он может быть
расположен в седлах, показанных на рис.11.3.14, а и в, т.е. в конструкциях, которые
обеспечивает обжатие проволок каната со всех сторон.
11.3.3.2. СЕДЛА
11.3.3.2.1.	РАСЧЕТ СЕДЕЛ ПО ПРОЧНОСТИ
Седла по прочности должны быть запроектированы на сопротивление нагрузке в канн
тах, которая превышает разрывные [2]. При отсутствии детальных испытаний, для вы
полнен ия этого требования, проектирование седел должно выполняться в предположс
нии упругой работы от гипотетического каната с усилием, равным 1.05 от разрывного.
11.3.3.2.2.	ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ ПРОСКАЛЬЗЫВАНИЯ КАНАТОВ
Коэффициент трения д между канатами, поверхностями седел и стяжек и т.д
должен быть определен, как правило, при испытаниях. В отсутствии таких испытаний
если поверхности трения покрыты цинком, следующие номинальные величины д мо
гут быть приняты между седлами и стяжками:
434
11. Канатные элементы в мостах
-	и закрытыми спиральными канатами	0.10;
-	и спиральными канатами	0.20;
-	и проволочными тросами	0.25.
В тех случаях, где значения коэффициентов трения искусственно повышаются
। счет придания шероховатости поверхностям седел или стяжек, их значения должны
.егда определяться при испытаниях. В таких случаях следует проявлять осторож-
>сть для того, чтобы не повредить проволоки канатов.
Расчет предотвращения проскальзывания должен быть выполнен с использова-
нием коэффициентов надежности больше и меньше единицы.
Коэффициенты надежности ум для коэффициентов трения между канатами и
^норными поверхностями (седла, стяжки и т.д.) следует принимать следующим образом:
где увеличение трения привело бы к большей безопасности моста, ум - 2.0;
где уменьшение трения привело бы к большей безопасности моста, ум - 0.9.
Условие отсутствия проскальзывания канатов определяется зависимостью
F^>fad-T2d),	(11.3.9)
Ум
где Tld, T2d - соответственно наибольшее и наименьшее продольное усилие в канатах
на одной стороне седла;
ц - коэффициент трения канатов по поверхности седла;
Р - усилие прижима канатов к седлу.
Если условие (11.3.9) не выполняется, дополнительное радиальное обжатие F
юлжно быть обеспечено за счет установки зажимами так, чтобы выполнялось следу-
щее условие:
Т kF'V г п
-------<е^“ ,	(11.3.10)
। ic 1 - без дополнительных усилий обжатия (значение = 1.0 при угле перегиба = 0);
а - угол перелома каната проходящего через седло, рад;
к - обычно принимается равным 1.0, но может быть принят равным 2.0, если пол-
ное трение можно гарантировать углублениями в седле и зажиме, и сила F не должна
превысить силу Д, определенную исходя их предельных усилий обжатия канатов.
Предельные усилия обжатия канатов Ро в стяжках и седлах определяются исхо-
н из значений табл. 11.3.5.
Таблица 11.3.5
сч &	Р/2			/	Полное усилие обжатия Рд Длина стяжки L с Ld	
			\\			
		кидИдам d	1			
						
	\ 'у		у /	\		
					Предельное обжатие для стальных поверхностей стяжки (седла)	Предельное обжатие для мягких поверхностей стяжки (седла)
						
ккрытые спиральные канаты					40 Н/мм2	100 Н/мм2
пиральные канаты					25 Н/мм2	60 Н/мм2
(римечание: мягкие поверхности контакта стяжки и канатов выполняются за счет проклял-						
«и мягкого материала						
11. Канатные элементы в мостах
15J
11.3.3.3. стяжки
Стяжки и все их закрепления должны быть запроектированы [2] таким образом,
чтобы воспринимать усилия в канатах при напряжениях, равных ст02 (напряжения с
остаточными деформациями 0.2%).
В случаях, когда возникает изгиб канатов в стяжке, поверхность стяжки должна
быть выполнена по радиусу с теми же требованиями, что и для седел. Достаточное
усилие замыкания стяжки должно быть обеспечено постоянным обжатием, чтобы га-
рантировать что обжатие предотвращает проскальзывание каната по стяжке при не-
сбалансированных силах на разных сторонах стяжки.
При отсутствии внешних продольных воздействий на стяжку полная продольная
составляющая приведенных сил в проволоках будет одинаковой на двух сторонах стяжки.
В том случае, если стяжка передает продольные силы на канат (кабель), следует
выполнить соответствующее обжатие против возможного скольжения. Если половин-
ки механически не объединены на шпонке, то силы сдвига относительно каждой поло-
винки должны рассматриваться отдельно:
Pd<^- + F^,	(11.3.11)
Ул/
где Pd - составляющая сдвигающей силы вдоль кабеля, расчетное значение которой
приложено к одной части стяжки;
Т - составляющая силы перпендикулярной кабелю от внешнего воздействия (подве-
са), приложенная к той же части стяжки (положительная, если давит на канат);
F - расчетное значение усилия обжати;
ц - коэффициент трения;
- см. выше.
Когда части стяжки скреплены на шпонке, неравенство (11.3.11) может быть
модифицировано как (11.3.12) при условии, что шпонка является достаточной для вос-
приятия сил, которые могут быть переданы в результате неадекватного скольжения
любой части стяжки.
„ Y(T + F)fi
%Pd<^~--------(11.3.12)
/л/
При этом должны быть учтены следующие воздействия, приводящие к умень
шению обжатия стяжки:
а)	ползучесть (длительная);
б)	уменьшение диаметра каната при увеличении в нем продольного усилия;
в)	уменьшение усилия натяжения болтов в результате внешнего растяжения по
перечной нагрузкой, приложенной к стяжке;
г)	уплотнение кабеля, состоящего из нескольких канатов;
д)	разность температур стяжки и кабеля.
Уменьшение диаметра кабеля, возникающее от увеличения в нем усилия, мож>
быть оценено при помощи эффективного коэффициента Пуассона каната. При уел, 
вии, что угол наклона наружных проволок в канате находится в пределах 10° <а, < 30
эффективный коэффициент Пуассона, vstnmd может быть получен следующим образом
VS,ru„d =Va~Vh,
vh = -0.008554а,. + 0.001583а,2 + 0.0000106а,3,
где vа - коэффициент Пуассона для стали, va - 0.3;
а,. - угол наклона, градусы, для внешнего слоя проволок в канате.
436
11. Канатные элементы в мостах
11.4.	КОЛЕБАНИЯ КАНАТОВ ПРИ ВЕТРЕ
Оценка восприимчивости канатных элементов к колебаниям при ветре, опреде-
1сние видов и амплитуд колебаний выполнена в гл. 7. Динамические расчеты.
Две главные формы аэродинамического возбуждения, приводящие к существен-
ным амплитудам колебаний канатов, наблюдаются при галопировании и вихревом
возбуждении.
Галопирование - наиболее вероятно для элементов с не круглой поперечной
формой. Проектировщик должен иметь в виду возможность изменения формы попе-
речных сечений в процессе эксплуатации при снеге и гололеде. Было зарегистрирова-
но, что даже от ручейков воды, бегущей вниз по канатам во время ливней, могут раз-
ниться большие амплитуды колебаний, напоминающих галопирование. Колебания при
। копировании имеют обычно большую амплитуду и низкую частоту, с малым количе-
с гвом волн. Если меры по гашению колебаний не предприняты в течение долгого вре-
мени, то такие колебания могут вызывать серьезные повреждения канатных элементов
и их обустройств. Простых решений для предотвращения галопирования не существу-
г. Простого демпфирования обычно недостаточно. Следовательно, проектировщик,
гоящий перед такой проблемой, должен прислушаться к рекомендациям специалиста.
Вихревое возбуждение или автоколебания от вихрей являются результатом иной
фичины - поочередного срыва вихрей по сторонам обтекаемого потоком тела, если
1стота срыва вихрей кратна одной из собственных частот каната. В отличие от гало-
ирования канаты с гладкой поверхностью более склонны к вихревому возбуждению,
стальная оценка параметров вихревого возбуждения должна быть выполнена специа-
icTOM, в то же время имеется ряд простых решений для решения проблемы. Наиболее
|>фективны добавленные демпферы, которые могут существенно уменьшить ампли-
,ду. Проектировщик должен предусмотреть возможность установки демпферов, но
ри этом должен ожидать, что окончательное решение может быть иным. Вот три воз-
ожности добавления демпферов к канатам:
главным образом для подвесок висячего моста применяется зажатый на канате на-
строенный инерционный демпфер около точки антиузла. Конструкция демпфера
типа двух масс на концах спирального каната, настроенного на ту же частоту, что
и основной канат. Когда канат возбужден, входная энергия передана демпферу, и
начинает происходить колебание масс демпфера. Следует проявить осторожность,
и оценить результаты ущерба при отсоединении одной из масс и падении ее на
пролет.
главным образом для вант вантовых мостов следует соединить ванту с балкой око-
ло антиузла при помощи автомобильного гидравлического амортизатора или иного
устройства, поглощающего энергию;
для любых канатных элементов, состоящих из нескольких канатов, которые не ка-
саются друг друга по длине, следует устраивать вставки по длине для уменьшения
длин (например, резиновые прокладки).
Так как демпферы не могут быть настроены моментально, должна иметься воз-
ожность для определения и уточнения их местоположения, чтобы найти оптималь-
решение. Для этого следует предусмотреть определенный срок настройки, напри-
ср год с момента начала эксплуатации.
11. Канатные элементы е мостах
Z5T
11.5.	ЗАЩИТА ОТ КОРРОЗИИ КАНАТОВ И ЗАКРЕПЛЕНИЙ
Высокопрочные проволоки канатов сильно восприимчивы к коррозии, устало-
сти, коррозионному растрескиванию и т.д. Поэтому при проектировании защиты сле-
дует гарантировать, что защита от коррозии была самого высокого качества, особенно
в области закреплений, седел и стяжек, а также вблизи проезжей части.
Стало нормальной практикой в Европе защищать проволоку горячим цинкова-
нием слоем 40 мкм (300 г цинка на 1 м2). В некоторых странах существовал запрет на
цинкование холоднотянутой проволоки из-за того, что это может стимулировать хруп-
кое разрушение проволоки. Однако нормы [2] утверждают, что нет оснований для по-
добных страхов при покрытии проволоки цинком горячим способом. После цинкова-
ния следует выполнять дополнительное волочение проволоки, что обеспечивает рав-
номерность и шероховатость покрытия и улучшает механические свойства самой про-
волоки. Покрытие цинком электролитическим способом не должно использоваться [2].
Альтернативные методы защиты проволок, типа эпоксидного покрытия, могут быть
применены.
Пустоты между проволоками в спиральных и витых закрытых канатах должны
быть заполнены соответствующими составами, чтобы предотвратить вход влаги. На-
ружная поверхность должна впоследствии быть окрашена или защищена иным спосо-
бом. Защита канатов из параллельных проволок обычно выполняется с использовани-
ем стальных или полиэтиленовых труб, с последующим заполнением пустот соответ-
ствующим составом. Лучшим решением является нанесение нестареющих полиэтиле-
нов методом экструзии.
Оболочки, защищающие проволоки каната, должны быть цельными по длине
без возникновения трещин и разрывов при растяжении. Стальные трубы, используемые
для оболочек, должны иметь относительное удлинения не менее 22%. Толщина стенки
трубы должна быть достаточной, чтобы выдержать монтаж и рабочие напряжения кон-
струкции. Сварка оболочек не должна производится с канатами внутри труб. Полиэти-
лен, применяемый для изоляции и при экструзии должен быть повышенной плотности
и соответствовать соответствующим стандартам. Он должен обладать адекватным со-
противлением ультрафиолетовому излучению и иметь минимальный удлинение в раз-
рыве 350%. Максимальное отношение наружного диаметра к толщине стенки поли-
этиленовой тубы должно быть 18, и толщина стенки должна быть достаточной, чтобы
выдержать напряжения при инъектировании полости. Толщина экструдированой обо-
лочки должна быть не менее 1.5 мм. Швы, полученные при сварке полиэтиленовой ту-
бы должны быть способны к восприятию полного предела текучести профиля трубы.
Если цементный раствор использовался как заполнитель между трубой обшивки
и канатом, то нет гарантии, что все пустоты полностью заполнены жидким цементным
раствором и что жидкий цементный раствор не растрескивается под нагрузкой. Почти
невозможно предотвратить попадание влаги вовнутрь. Наиболее опасна ситуация в
том случае, когда проволоки каната не защищены цинкованием или иным способом.
Возможными заполнителями пустот кабелей, заключенных в трубы, могут быть:
смазочный материал (жир); воск; эпоксидная смола; полимерный бетон; полиуретан.
Специальные меры должны быть предприняты для защиты проволок в анкерах,
седлах и стяжек и др. для предотвращения входа и застоя влаги.
Защита от коррозии основных кабелей висячих мостов требует принятия специ-
альных мер (см. 11.7.4). Обычно применяется следующая конструкция:
-	уменьшение количества пустот в кабеле за счет максимально возможной плотной
укладки проволок;
-	поперечная намотка мягкой оцинкованной проволоки вокруг кабеля виток к витку;
438
11. Канатные элементы в мостах
	нанесение на внешнюю поверхность специального состава, позволяющего выпол-
нить герметизацию кабеля и образовать поверхность, приспособленную для окраски.
Наружные поверхности анкеров, седел, стяжек и т.п. следует защитить от корро-
>ии распылением цинка, заливкой и окраской красителями, совместимыми с теми, ко-
рыми окрашены прочие конструкции моста.
Для обслуживания канатных элементов моста в процессе его эксплуатации
;|жна быть составлена специальная программа по поддержанию защиты от коррозии.
11.6.	КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ВАНТОВЫХ МОСТОВ
11.6.1. ВАНТЫ
Пролетное строение вантового моста состоит из трех основных элементов - бал-
► и жесткости, пилона(ов) и вант (рис.11.6.1).
В отечественной технической литературе ванта - наклонная подвеска, идущая
। пилона к балке или устою, имеет женский род. В английском языке ванта - Cable
ay, или просто Stay, а вантовый мост - Cable Stayed Bridge.
Рис.11.6.1
11.6.	1.1. СХЕМЫ РАСПОЛОЖЕНИЯ ВАНТ
Вантовый мост - заметное сооружение, и схемы расположения вант по фасаду
чцественно влияют на его облик (если не определяют его). Поэтому при выборе схе-
ы расположения вант нужна совместная работа инженера и архитектора. В настоящее
>емя во многом можно идти на уступки архитектору, так как практически любая из
1см реализуема с большими или меньшими затратами. Но при этом, следует отдавать
!бе отчет о достоинствах и недостатках каждой из схем.
Для понимания работы вантовой схемы полезно разделить ванты по назначению
(работы.
Ванта-оттяжка. Задача такой ванты в схеме - препятствовать горизонтальным
{ремещениям пилона. Обычно нижнее закрепление ванты приближено к опорным зо-
IM балки или к устою. Ванты-оттяжки имеют наибольшую жесткость по удержанию
«лона от горизонтальных смещений, если имеют угол наклона к горизонту, близкий к
1 градусам.
Ванта-подвеска. Задача ванты - препятствовать вертикальным перемещениям
1лки жесткости. Чем круче угол наклона к горизонту, тем работа ванты эффективнее,
ри угле наклона менее 25 градусов польза от ванты уже невелика.
Как правило, вантовый мост содержит два типа вант. Если применены только
жты-подвески, то для уменьшения деформации балки и пилона следует устраивать
вгибно-жесткие, рамные вдоль моста пилоны.
11. Канатные элементы в мостах
439
11.6.1.1.1. СХЕМЫ РАСПОЛОЖЕНИЯ ВАНТ ПО ФАСАДУ МОСТА
Общепринятые схемы расположения вант по фасаду моста изображены на
рис. 11.6.2.
1.	Одновантовая. От пилона к балке жесткости отходит только одна ванта. Такая схе-
ма находит применение для малых и средних мостов. Для больших стальных мос-
тов применение одновантовых схем не оправданно, так как ухудшается работа бал-
ки жесткости вантового пролета и усложняются узлы анкерения из-за больших со-
средоточенных усилий от ванты, и кроме того, возрастает вероятность обрушения
моста, если ванта будет разрушена в результате аварии или террористического акта.
Существуют примеры больших одновантовых железобетонных мостов. Такие схе-
мы были применены профессором Моранди в большепролетных железобетонных
мостах с рамными по фасаду пилонами. Например, мост Эль-Куф в Ливии, постро-
енный в 1969 г. имеет центральный пролет 282 м. В настоящее время в местах при-
мыкания вант к балке жесткости появились значительные трещины.
Рис. 11.6.2
2.	Пучок. Ванты собраны в одной точке на пилоне. В такой схеме ванты-оттяжки (как
правило) наиболее пологие ванты, нижнее закрепление которых приближено к опо
рам, все остальные - ванты-подвески. Возможна схема только с вантами-подвес
ками, но при этом нужен изгибно-жесткий или рамный пилон. Схема рациональна,
так как углы наклона вант подвесок велики. Балка жесткости в такой схеме можем
не быть опертой на пилон.
3.	Веер. Схема похожа на предыдущую, но с той лишь разницей, что ванты на пилон
расположены в разных уровнях. Напоминает раскрытый веер.
4.	Обратный веер. Сходящиеся к низу ванты, закрепленные на пилоне на разны
уровнях.
5.	Арфа. Ванты параллельны. Напоминает музыкальный инструмент. Схема хорош
смотрится с разных ракурсов, причем чем положе ванты, тем лучше вид. Как пра
вило, схема имеет ванты-оттяжки, закрепление концов которых в балке жесткости
приближено к опорным сечениям.
6.	Звезда. Напоминает лучи звезды. Рациональна в комбинированной схеме: звезда
ванты-оттяжки; веер или арфа - ванты-подвески.
В чистом виде указанные схемы редко используются. Обычно существуют их
комбинации, которые и создают архитектурное многообразие вантовых мостов.
440
11. Канатные элементы в мостах
11.6.1.1.2. РАСПОЛОЖЕНИЕ BAHT ПОПЕРЕК МОСТА
Ванты в поперечном сечении моста могут располагаться в одной, двух и более
плоскостях. Наибольшее распространение получили мосты с двумя плоскостями вант.
Ванты могут находится в вертикальных и наклонных плоскостях. Выбор схемы распо-
>жение вант поперек моста тесно увязан с компоновкой проезжей части и с конст-
кцией балки жесткости и пилона.
11.6.1.2. КОНСТРУКЦИЯ ВАНТ
Ванты могут содержать от одного до десятков канатов, объединенных вместе
1И расположенных раздельно. Канаты закрепляются на пилонах поканатно или пере-
>асываются через седла, а в балке жесткости или в опорах всегда закрепляются по-
татно.
Ванта, состоящая из одного каната. Достоинства этой конструкции заключа-
ся в отсутствии стяжных устройств, в простоте узлов закрепления концов, в доступ-
кгги ремонта и замены.
Ванта, состоящая из
tyx канатов. Обладает те-
же достоинствами, что и
И1та из одного каната, но
юбует постановки стяж-
.IX устройств-фиксаторов
1Я предотвращения соуда-
Ванта из объединенных
канатов
ния каната о канат при
тровых колебаниях. При
1лых длинах и достаточ-
.IX расстояний между от-
льными канатами стяжки
>гут отсутствовать.
Ванта, состоящая из
уппы раздельно идущих
татов. В этом случае, от-
тствие стяжек и сепарато-
>rt также возможно при
Рис.11.6.3
|.1чительных расстояниях
.•жду канатами, но и при этом обычно устанавливают гасители колебаний для
(сньшения амплитуд колебаний.
Ванта, состоящая из группы совместно идущих канатов плотно уложенных
щи к другому. При этом обычно выполняется общая герметизация ванты, так как от-
тствует достаточное проветривание и затруднен доступ к канатам.
11.6.2. УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ ВАНТ
Узлы анкерения вант представляют собой наиболее сложные конструкции. Уз-
л анкерения вант устраивают в балках жесткости, на пилонах и на устоях-проти-
>весах (рис. 11.6.4)
Для регулирования усилий в канатах и для компенсации строительных неточно
ей необходимо иметь возможность изменять положение одного из анкеров каната i
Соответствии с современными требованиями, осуществить замену любого канат
11. Канатные элементы в мостах
141
Независимо от конструкций самих узлов, один из анкеров каната (например, верхний)
имеет фиксированное опирание, а нижний анкер имеет возможность менять свое по-
ложение. Это несколько упрощает конструкцию верхнего анкера и узла его крепления
к пилону при поканатном анкерении (без седел).
Верхний анкер
Седло
Пакет шайб для
/ регулировок длины
Нижний анкер
Нижний анкер
Рис.11.6.4
Пакет шайб для
/ регулировок длины
11.6.2.1. УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ В БАЛКАХ ЖЕСТКОСТИ
Конструкция узлов анкерения в балках жесткости во многом может определит!,
конструкцию поперечного сечения самой балки. Размещение узла анкерения в попе
речном сечении балки жесткости определяется общей компоновкой проезжей части
Анкерение может быть выполнено на консолях за габаритом моста, по краям балки
жесткости в пределах тротуаров, по оси проезда на разделительной полосе и, в случая 
совмещенных мостов, разделять проезд рельсового и автомобильного транспор!
(рис. 11.6.5).
Очевидно, что поперечное сечение балки жесткости во многом зависит от мео л
расположения вант. При этом:
- вертикальная составляющая усилия в вантах должна быть передана на стенки глав
ных балок, по возможности на все сразу (если стенок более двух) в одном сечении
моста. Всегда полезно приближать узлы к стенкам, или стенки к узлам. В мостах
вантами большой мощности сечение балки снабжается диафрагмами и напоминае
сечение на опоре. В мостах с частыми вантами малой мощности в узлах анкерепи 
диафрагмы могут не устраиваться, но в любом случае сечение должно быть пош
речно жестким.
Горизонтальная составляющая усилия в вантах - распор, как правило, передаю 
на стенки главных балок при помощи наклонных поперечных балок - траверс, или
элементов выполняющих эту функцию (проушин, труб и т.п.). Траверсные балки кр<
пятся к стенкам на сварке или на высокопрочных болтах. Чем ближе расположен!
стенки, тем меньше пролет траверсных балок и они легче. Распор со стенок «перетек?
ет» на верхний и нижний пояса, как правило, на ортотропные плиты в вантовых м<х
тах. Сечение моста сразу не включается в работу (угол «растекания» сосредоточенно
силы по плитам моста составляет около 60°) и, следовательно, переданные усилия рш
номерно распределяться по ширине моста на значительном удалении от узла. В зок
же узла анкерения неравномерность нормальных напряжений очень высока.
442
11. Канатные элементы в мостах
Анкеоение на консолях
Анкеоение на консолях
Ванты охватывают
габарит моста
Ванты охватывают
габарит моста
Анкеоение внутри кообок
Анкеоение за стенки ГБ
Ванты охватывают проезжую
часть моста и располагаются
А Ванты охватывают А
габарит моста
Открытое поперечное сечение
Анкеоение в иентоальной коробке	AHK9D9HW 9 центральных коробках
Ванты расположены на	Ванты Расположены на полосах
разделительной полоса	разделяющих авто и рельсовый
транспорт
Рис.11.6.5
При устройстве анкерения на консолях траверсных балок, проходящих через стенки
главных балок, зависимость компоновки поперечного сечения от узлов анкерения
не так велика. Но сами траверсные балки и их узлы примыкания к стенкам услож-
няются.
Для небольших мостов могут быть решения, при которых анкерение выполнено не-
посредственно за выступающий вверх участок стенки главной балки.
На современных мостах с большими пролетами, где поперечное сечение балки
имеет аэродинамический профиль, анкерение выполняется на консолях в дополни-
тельной стенке.
11.6.2.1.1. КОНСТРУКЦИИ УЗЛОВ АНКЕРЕНИЯ
На рис. 11.6.6-11.6.10 приведены типичные решения узлов анкерения в балке
' ссткости с использованием траверсных (поперечных наклонных) балок. С учетом
<клического характера напряжений в вантах конструирование узла анкерения должно
ль выполнено с наименьшим созданием концентраторов. На рис.11.6.6. показан
шмер узла анкерения в балке жесткости пролетного строения, выполненный с уст-
^ством наклонных поперечных балок - траверсных балок. Балки могут быть при-
«динены к стенкам на сварке и на высокопрочных болтах. Последнее соединение
чдпочтительнее, как по уменьшению концентраторов, так и по условиям монтажа.
11. Канатные элементы в мостах
443
Анкер, показанный на
рис.11.6.6., имеет наружную
резьбу. Он оперт на шайбу с
резьбой. Такая конструкция
позволяет регулировать дли-
ну каната без дополнитель-
ных обустройств. Для пере-
дачи усилия на траверсные
балки предусмотрена опор-
ная шайба, которая распре-
деляет усилие, передаваемое
канатом, на пояса балок. Для
исключения деформаций по-
ясов траверсных балок жела-
тельно устроить центрирую-
щие элементы, передающие
сжимающие усилия направ-
ленно на стенки. Для ис-
ключения изгибов канатов у анкеров и для герметизации входа ванты в балку жестко-
сти на верхней плите предусмотрены трубчатые входы, в которые вложены откло-
няющие устройства (фиксаторы), заполненные герметиком.
Если не удается раз
местить канаты в одно
плоскости (в том случае
когда по условиям монтаж;
или по иным причинам тр<.
буется формировать вант
из многих канатов), тогд
прибегают к устройству у
ла анкерения, показанно;
на рис. 11.6.7. Для пример
показана иная конструкци
анкера и его опирания н
траверсные балки. Анке
цилиндрический не имес
резьбы на поверхности. О
оперт на пакет подкладны
шайб, которыми можно р<
гулировать длину канат
Для возможности свобо;
ного поворота анкера предусмотрены сферические шайбы. Выпуклая шайба установлю
на канат до постановки анкера, а вогнутая, состоящая из двух половинок, установлена i;
месту. Для объединения канатов в ванту, сечение которой показано на рисунке, примет
но стяжное устройство. Герметизирует вход в балку жесткости кожух, который прикрег
лен к плите пролетного строения на высокопрочных болтах и в котором устроен фикс г
рующий ванту элемент.
Возможен вариант, при котором анкерение выполнено за выступающую чаш
стенки главной балки (рис.11.6.8). В этом решении анкер находится между двумя лш
тами, образующими обойму, в которых, с одной стороны, устроен упор, а с другой,
двойная проушина. Такая анкерная обойма крепится к балке при помощи одноболп
444
11. Канатные элементы в мостах
кого соединения (на пальце). Это позволяет передать усилие от ванты непосредственно
на главную балку, минуя вспомогательные элементы. Решение универсально, с точки
<рения анкерения на пилоне и в устое. Для уменьшения концентрации напряжений в
местах пересечения стенки главной балки и верхнего листа образованы вырезы. Кон-
цевые участки швов варятся с полным проваром.
Рис.11.6.8
Автопроезд
Автопроезд
. Метро \
Метро
Рис. 11.6.9
Узлы анкерения в построенных мостах многообразны по своим решениям. В
каждом отдельном случае должен существовать индивидуальный подход.
Принципы конструирования узлов
.шкерения вант в фермах не отличаются
от описанного. Отличие состоит в том,
что для ферм не применяют ванты боль-
шой мощности. Ванты, как правило, при-
\ рочены к узлам ферм и распределены по
пролету. Ванты при этом должны состо-
ять из одного каната для компактности
узлов. Анкерение может быть выполнено
на консолях и над плоскостями ферм. На
рис. 11.6.9 показан вариант компоновки поперечника для совмещенного под метропо-
литен и автодвижение Подольского моста через Днепр в Киеве. Распор от вант переда-
стся на верхний пояс, а нижний включается в работу с запаздыванием.
На центральном мосту Мейко в Японии анкерение каната выполнено на торце
(рубы, вваренной в стенку коробки балки жесткости моста (рис. 11.6.10). Труба ввари-
налась по месту в изготовленный блок. В месте примыкания трубы установлена диа-
фрагма.
Впервые конструкция с трубчатыми узлами анкерения была реализована на мос-
iy Ситка-Харбор на Аляске. На этом мосту трубы, на торцах которых оперты анкера
канатов, вварены в трубу большого диаметра, выполняющую роль диафрагмы.
11. Канатные элементы в мостах
445
11.6.2.2. УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ НА ПИЛОНАХ
Узлы анкерения в железобетонных пилонах решаются проще, чем в стальных.
На рис.11.6.11 показаны примеры анкерения канатов в трубах, пропущенных через те-
ло пилона.
б
Рис 11.6.11
Канаты оперты на торцы труб. Анкерение сжатой трубы в бетоне происходит нл
длине около пяти ее диаметров, даже при гладкой поверхности трубы (без упоров |
Конструкция надежна и проста. Для анкерения канатов разных направлений трубы
располагаются в смежных вертикальных плоскостях. Например, канаты идущие па
право (рис.11.6.11, б) расположены по 2 по вертикали в центральной плоскости, а па)
канатов, идущих налево, охватывает центральную пару. При ванте, состоящей из одн>
го каната, такая конструкция малопригодна, так как она становится не симметричш .
относительно оси ноги пилона и возникает крутящий момент.
446
11. Канатные элементы в мостах
На рис. 11.6.12 показана более универсальная конструкция узла анкерения, кото-
ta дает возможность располагать канаты противоположных направлений в одной
оскости. Она применима как для железобетонного, так и для стального пилона. На
Ic.l 1.6.12, а показано крепление анкеров при вилочных анкерах на пальце к заклад-
й детали пилона. На рис. 11.6.12, б анкерение выполнено на упорах, расположенных
жду закладными деталями. Закладные детали проходят через тело пилона насквозь,
прерываясь, и своим растя-
нием воспринимают распор.
|я передачи вертикальной со-
гвляющей усилия от вант на
гон пилона следует предусмо-
гть на закладных деталях упо-
ы и распределительную арма-
уру. Показанные закладные де-
ми могут иметь любую форму
| выходить на фасад пилона или
ыть спрятаны в нишах. При
(тальном пилоне показанные за-
падные детали становятся про-
олжением стенок, ребер и пр.
(злы анкерения на стальных пи-
|онах могут напоминать узлы в
Щщках жесткости, где использованы траверсные балки, но выполнены более компакт-
ами. В целом же узлы анкерения в стальных пилонах получаются более сложными,
км в железобетонных. Это вызвано особенностью проектирования стальных конст-
мкций, для которых требуется обеспечить доступ к каждому элементу для его осмот-
ра, ремонта и замены. На больших мостах с концентрированными вантами, состоя-
щими из десятков канатов, устраивали узлы анкерения в проемах тела пилона (Мос-
[овский мост через Днепр в Киеве). Узел при этом получается сложным и, как прави-
ло, не позволяет производить замену каната при его повреждении.
Для вант из витых закрытых канатов и спиральных мостовых возможно приме-
ение седел, принцип конструирования которых описан выше.
11.6.2.3. УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ В УСТОЯХ
Если на вантовом мосту устроен анкерный железобетонный устой-противовес,
о узлы анкерения канатов в нем во многом напоминают узлы анкерения в железобе-
онном пилоне (рис.11.6.13; 11.6.14).
Устройство закладных деталей в теле устоя и внешнее анкерение возможно для
ант, содержащих малое количество канатов. При устройстве закладных деталей тре-
буется обеспечить передачу усилия равномерно на все арматурные выпуски без созда-
1ия концентраторов в местах приварки арматуры к закладной (рис. 11.6.14).
j Передача усилия поперек проката и приварка внахлестку арматуры к закладной
It допускаются (рис. 11.6.15), поскольку срабатывает, так называемый, «эффект кон-
ервной банки», когда напряжения концентрируются только в месте перегиба арма-
урного стержня.
Конструкция узла аналогична показанной на рис.11.6.15, привела к обрушению
юста в Гори в Грузии. Шов приварки арматуры к листу работает в такой конструкции
олько у места загиба стержня. Трещина появляется у концентратора и далее бежит
доль арматурного стержня.
11. Канатные элементы в мостах
447
Если канаты по длине ванты объединены вместе, то для поканатного анкерения
в устое их следует развести для создания конструктивно необходимых расстояний ме-
жду анкерами.
а	б
Рис.11.6.13
Тело устоя
Закладная детальна
поверхности устоя
Упор на обойме
анкера
Подкладные
шайбы
Двойная проушина
(обойма анкера)
Для небольшого количества канатов возможна постановка стяжки-сепаратора .
дальнейшая их радиальная разводка для анкерения, аналогично узлу анкерения в бал!
жесткости. На рис. 11.6.16 показано конструктивное решение и схема.
448
11. Канатные элементы в мостах
Рис.11.6.16
На рисунках 11.6.17 изображены возможные схемы разводки канатов к местам
Рис 11.6.17
11.6.2.4. СТЯЖКИ И ГАСИТЕЛИ КОЛЕБАНИЙ
Ванта, состоящая из нескольких канатов, как правило, имеет стяжки, объединенные с
ителями колебаний. Стяжные устройства, или стяжки, устанавливаются для поддер-
жи заданной формы ванты. Возможная схема расстановки таких стяжек с гасителя-
показана на рис.11.6.18. Стяжные устройства удобны для прикрепления к ним га-
зелей колебаний - специальных связей между соседними вантами для изменения их
с I венных частот. В качестве гасителей могут быть использованы как жесткие свя-
1вк и связи с заданной податливостью. При этом полезно использовать податли-
п. соседних вант, расставляя их со смещением, как на рис.11.6.18. Ванты имеют
I <Н1
11. Канатные элементы в мостах
449
близкие усилия но разные длины и соответс!
венно разные собственные частоты. Объедиш
ние их при помощи связей приводит к смешив;
нию и изменению собственных частот и таив
нию колебаний.
Если канаты в ванте открыты (нет общем
герметизации), то при установке стяжных уст
ройств следует обеспечить зазор между канат.;
ми. Частота постановки стяжных устройств (их
шаг) будет определяться амплитудой колебании
канатов между стяжками. При этом, следует нс
ключить соударение канатов. Пример стяжной 
устройства на ванте Южного моста в Киеве по
казан на рис. 11.6.19.
Шаг постановки стяжек на вантах Южно
Рис.11.6.19	го моста составил 12 м при зазоре между капа
тами 3 мм. Соударений канатов друг о друга ш
наблюдалось. Корпуса стяжек были выполнены из стали. Между корпусом и канатом
был проложен алюминиевый лист толщиной 2 мм.
11.7.	КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ВИСЯЧИХ МОСТОВ
Висячие мосты (в английском языке висячий мост - Suspension Bridge) наибол
перспективны с точки зрения создания сверхбольших пролетов. Существуют проек!
мостов с пролетами 3000 м и более. Например, разработан проект моста через Мессн>
ский пролив между Сицилией и континентальной Италией с подвесным пролетом 33<
м. Проект моста через Гибралтар предусматривает пролет 3500 м. Эти проекты реал
ны с точки зрения теории расчетов, современных строительных материалов и технол
гий, но для их осуществления требуются очень большие деньги. С увеличением прол
та определяющими нагрузками становятся собственный вес и ветер. Так, у моста
пролетом 2000 м нагрузка от собственного веса составляет более 90% общей нагрузь
передаваемой на кабели моста. Для пролетов около 1000 м постоянная нагрузка ран
около 85% общей. Затраты стали и бетона для сооружения таких мостов огромны.
Наибольший пролет моста, из реализованных в 20 в., равен 1990,8 м у мое
АКАШИ в Японии построенного в 1998 году. Грандиозность этого сооружения мож
оценить по следующим параметрам, представленным в табл. 11.7.1
Таблица 11.1
Параметр	Наименование	Значение
1	2	3
Длина моста, м		3911,1*
Схема моста, м	Три пролета	960+1990,8+960,3
Назначение Г абарит	6 полос движения (2 по 3 полосы) 2,5 + 10,75 + 3,5 + 10,75 + 2,5 = 30 Полезная ширина 30 м	Тротуары - 2 по 2,5 м Проезд - 2 по 10,75 Раздел. Полоса -3,5 м
Полезная площадь 2 моста, м	Площадь определена при ширине 30 м Полная ширина ферм - около 36 м	117 330
Расчетный ветер	На балку жесткости На пилон	60 м/с 67 м/с
450
11. Канатные элементы в мостах
Окончание табл. 11.7.1
1	2	3
Расчетная сейсмика	8,5 баллов по шкале Рихтера Историческое 1 раз в 150 лет	Зона - 150 км от моста в радиусе 300 км
Расход стали, т	Опоры Пилоны Кабели Подвески, седла Балка жесткости (несущие конструкции) Балка жесткости (вспомогательные конст.) Всего стали	31 000 46 000 50 500 7 200 74 400 14 900 224 000
Расход бетона, м ’	Фундаменты устоев Тело устоев Фундаменты под пилонами Всего бетона	232 600 290 000 677 000 1199 000
Удельный расход или	На квадратный метр полезной площади На погонный метр моста	1,910 т/м2 57,27т/м
ильный расход юна	На квадратный метр полезной площади На погонный метр моста	10,2 м’/м2 306,6 м3/м
1 оимость	Около * *	2 млрд $ US
1ельная стоимость	На квадратный метр полезной площади На погонный метр моста	17 000$/м2 500 000 $/м
ледует отметить, что первоначальная схема моста была 960+1990+960 м. 17 января 1995 г.
5 км от центра моста произошел сейсмический толчок силой 7,2 балла по шкале Рихтера. В
ультате грунтовое основание устоев и пилонов сместилось, увлекая за собой построенные
ому времени сооружения. Кабель моста также уже был смонтирован. В результате этой
(вижки изменились пролеты моста: центральный пролет увеличился на 0,8 м; один из боко-
ч пролетов увеличился на 0,3 м. Повреждения конструкций практически не было. В то же
мя, это землетрясение вызвало многочисленные жертвы и разрушения в Кобэ.
Стоимость определена по аналогу - висячему мосту через пролив Большой Бельт в Дании,
•игральным пролетом 1624 м. Например, стоимость 1 т металлоконструкций смонтирован-
балки жесткости моста составила 6500 $. В том числе: заводское изготовление 1800$; ук-
нение 2100$; монтаж 1400$; перевозка и прочее 1200$.
11.7.1.	ЭЛЕМЕНТЫ ВИСЯЧЕГО МОСТА
Висячий мост состоит из следующих основных элементов (рис. 11.7.2):
•	балка жесткости,
•	пилоны,
•	устои-противовесы,
•	кабели,
•	подвески.
Висячие мосты могут по внешнему виду и по конструкции существенно отли-
ься между собой: материалом пилонов (сталь или железобетон), конструкцией ба-
жесткости (балка с открытым сечением, коробка или ферма), конструкцией кабе-
формой подвесок (вертикальные или наклонные), наличием и отсутствием подве-
н крайних пролетах, и т.п.
Кроме того, мосты с очень большими пролетами и мосты под рельсовую нагруз-
Г1я уменьшения нагрузки на кабели и уменьшения деформативности балки жестко-
под действием временной нагрузки могут иметь наклонные жесткие кабели - ван-
li этом случае схема становится комбинированной (рис.11.7.3).
11. Канатные элементы в мостах
451
Узел анкерения
на пилоне
Пилон
Кабель
Ванты
Подвески
Узел анкерения в
устое-противовесе
Узел подвески
и кабеля
< -L/2
Узел анкерения
в балке жесткости
Рис.11.7.3

11.7.2.	КАБЕЛИ
Кабель висячего моста и узлы его анкерения - наиболее ответственные элемен-
ты висячего моста. Так как реально заменить кабель висячего моста нельзя, то про-
должительность жизни моста определяет состояние кабеля и пилонов. Можно полно
стью заменить балку жесткости или часть ее элементов, можно также заменить п<
вески, не прерывая движения. Примеры таких замен существуют. Но с кабелем дс
обстоит намного сложнее. Поэтому вопросам защиты кабеля от коррозии и поврежд
ний следует уделять самое тщательное внимание при проектировании моста.
Конструкции кабелей могут существенно отличаться у разных мостов.
Ранее, до появления проволочных кабелей, на мостах такой конструкции устран
вались цепи и мосты назывались цепными. Цепь формировалась из отдельных поло»
вых элементов из сварочного железа. В местах сопряжения цепи с подвесками устр;
вались шарниры. Прочность стали такой цепи была относительно невысока - до 2 00'
3 000 кг/см2. Это обстоятельство ограничивало пролет таких мостов.
В 1885 г. был построен Бруклинский мост в Нью-Йорке с пролетом 483 м с кг
бинированной системой подвески балки жесткости - кабель + ванты. Кабель моста »
стоял из отдельных проволок с прочностью на разрыв 11 000 кг/см2. Мост отпраздь
вал свое столетие, и после проведенной реконструкции прослужит еще долгие годы
До последнего времени прочность стальных, оцинкованных горячим способ
проволок диаметром 5 мм не превышала 16 000 кг/см2. Шагом вперед явились бо.
шие висячие мосты перехода Хонсю-Шикоку в Японии. Прочность проволок кабе.1
452
11. Канатные элементы в мостах
мостов Акаши и Курушима составила 18 000 кг/см2. Рассмотрим конструкцию кабеля
современного моста на примере кабеля моста Акаши.
На рис. 11.7.4 показано поперечное сечение кабеля. Он сформирован из 290 пря-
дей, а каждая прядь из 127 стальных оцинкованных горячим способом проволок диа-
метром 5.23 мм. Суммарная площадь проволок составляет 7 913 см2. Разрывное усилие
жабеля превышает 142 000 т. Максимальное допускаемое усилие в кабеле составляет
62 500 тс или 44% разрывного усилия. Расход стали проволок на погонный метр равен
6.21 т.
1 122 мм
290 пучков из параллельных проволок
Рис.11.7.4
Для фиксации положения отдельных прядей и сохранения формы кабеля выпол-
няется бандажирование каната при помощи поперечной намотки проволок в один ряд.
Вместе с этим выполняется общая гидроизоляция всей поверхности кабеля (рис. 11.7.5).
Рис.11.7.6
Окраска по резиновой обмотке
Проволоки поперечной обмотки
Герметизирукнцая основа
| Провопоки кабеля
Несмотря на такую, казалось бы, надежную защиту от коррозии не удалось из-
жать попадания влаги и соли во внутрь кабеля. При превышении уровня влажности
(утри оболочки кабеля более 60% было замечено появление «белой» коррозии про-
мок (разрушение цинка). Для прекращения коррозии потребовалась система прину-
згельной вентиляции пространства между проволоками. В наружной защите были
’ щаны окна, к которым был подведен воздухопровод. В настоящее время сухой воз-
х компрессорами нагнетается внутрь кабеля и таким образом обеспечивается со-
мнность проволок в условиях очень влажного и соленого климата.
11. Канатные элементы в мостах
453
Кабели не таких больших мостов могут состоять из одного или нескольких ви
тых закрытых канатов или мостовых спиральных канатов. Канаты кабеля могут имез i
общую защиту от коррозии или не иметь ее. В последнем случае происходит естес з
венное проветривание канатов, если обеспечить небольшие зазоры между канатами
(рис.10.32, а).
11.7.3.	ПОДВЕСКИ. УЗЛЫ ПРИСОЕДИНЕНИЯ К КАБЕЛЮ И БАЛКЕ
Для присоединения подвесок к кабелю
на нем устраивают охватывающие муфты
стяжки.
К стяжкам крепятся подвески. Подвес
ки могут быть выполнены из витых закрыты \
канатов, спиральных мостовых канатов и ка
натов из параллельных проволок. Изготовлс
ние подвесок из прокатного металла не реке
мендуется, так как возможно появление вни>
усталостных трещин в местах присоединения
к балке жесткости и кабелю. Подвески могу
быть перекинуты через стяжку, или прикре!
лены к ней раздельно за анкера. Пример таю
го присоединения подвесок к кабелю мост
Акаши показан на рис. 11.7.7.
Размер стяжки вдоль кабеля определи
ется величиной передаваемого усилия на ка
бель. На мосту Акаши максимальное усилие в
подвесках составляет по 560 тс. Стяжки передают на кабель 1020 тс. На стяжках уста
новлены стойки перильного ограждения для технологического прохода по кабелю.
В местах постановки стяжек прерывается наружная гидроизоляция кабеля, по
этому контур примыкания стяжки к кабелю тщательно герметизируется.
а	б	в
Рис. 11.7.8
Для мостов с мень
шими пролетами (пример
мостов в Норвегии - Trian
gle Link Project с пролетами
677 и 577 м) при различны
вариантах формирована
поперечного сечения каб
лей возможны следуюшг
конструктивные решен и
(рис.11.7.8).
В первом случае к
бель сформирован из кап
тов диаметрами около 102 ,
95 мм, для каждого из мо
тов, соответственно. Кап
ты расположены в дву
уровнях по 5 и стяжка сепарирует канаты по всей длине кабеля (рис. 11.7.8, а). Во вп
ром случае 7 канатов диаметром 120 мм (112 мм) уложены плотно (рис.11.7.8, б). 1
третьем случае (рис.11.7.8, в) кабели сформированы из семипроволочных пучков и
проволок диаметром 5.27 мм - 2940 (2576) проволок в кабеле.
454
11. Канатные элементы в мостах
Узлы крепления подвесок к балке жесткости во многом напоминают узлы креп-
ния вант, только при этом подвеска располагается вертикально, или под небольшим
юм к вертикали.
На рис.11.7.9 показан фрагмент
исоединений подвесок к ферме моста
> аши. Целесообразно выполнить анке-
ше подвесок с использованием резь-
пых соединений для возможности ре-
шрования высотного положения бал-
жесткости и изменения усилий в под-
ках.
На малых мостах возможно при-
нение жестких подвесок из прокатной
ыи, при этом обеспечивать свободу
ia поворота подвески в месте примы-
кания к балке, из-за опасности появле-
ния усталостных трещин в подвеске.
На висячем пешеходном мосту
через реку Рось в Богуславе на Украине
• пролетом 90 м в качестве подвесок бы-
 использованы прокатные элементы из
утлой стали. Прикрепление подвесок
ло выполнено на болтах, как показано
рис. 11.7.10, а. Примерно после года
.плуатации произошло разрушение
скольких подвесок от вибрации. Тре-
аны возникали в зоне расположения
эхней гайки. Причина разрушения со-
чила в защемлении подвески в месте
пмыкания к балке и концентрации на-
яжений от изгиба в этой части под-
-ки. Дефект конструирования узла
л устранен после установки под верх-
Подвески
б
Рис.11.7.10
>ю шайбу резиновой прокладки, которая обеспечила свободу угла поворота подвески
ровне верхней гайки (рис.11.7.10, б). Впоследствии усталостных трещин и разруше-
. । й подвесок не наблюдалось.
11.7.4.	УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ НА ПИЛОНАХ И В УСТОЯХ
На пилонах висячих мостов кабель никогда не прерывают и всегда устраивают
1ла. Конструкции седел аналогичны седлам на пилонах вантовых мостов.
Для анкерения кабеля в устой-противовес устраивают опорное седло, в котором
(водятся элементы, из которых сформирован кабель. Далее элементы, из которых
стоит кабель (пучки параллельных проволок, закрытые витые канаты, спиральные
паты и т п.), закрепляются раздельно. При этом в больших мостах конструкция узлов
керения несколько иная, чем у вант вантовых мостов.
Рассмотрим конструкцию анкерного устоя и закрепление в нем кабеля большого
сячего моста (рис.11.7.11). В тело устоя забетонирован пространственный каркас из
, окатной стали. Назначение каркаса - передать усилие от кабеля на железобетонный
11. Канатные элементы в мостах
455
массив устоя. На выступающих из бетона частях каркаса имеются устройства для за<
креплений концов элементов кабеля.	i
В седле кабель разводится на отдельные элементы и меняет свое направление
Разводка выполняется в плане и по фасаду. Седло, как правило, крепится неподвижна
к устою. Продергивания проволок в седле не происходит,
поскольку усилия в кабеле практически не меняются от
временной нагрузки за счет большой доли собственного
веса. На рис. 11.7.11 показано подвижное седло.
Кабель
Подвески
Обетонированный каркас
из прокатной стали
Ниша в теле
устоя
Балка жесткости
Рис.11.7.11
Раздельное анкерение
элементов кабеля
Для мостов с меньшими пролетами возможны более простые решения, аналв|
гичные показанным в узлах анкерения вантовых мостов.
11.7.5.	РАСТЯЖКИ ВИСЯЧИХ МОСТОВ
Для висячих мостов с малыми пролетами около 100 м с гибкой и не широкоЦ
балкой жесткости вопрос колебаний моста в ветровом потоке является основным. ДЙ
предотвращения изгибных, изгибно-крутильных и поперечных колебаний возможн!
следующие пути: увеличивать жесткость балки жесткости; удерживать балку жестко
сти и кабель внешними растяжками. В последнем случае решение реализуется проще I
дешевле. На рис. 11.7.12 показана система расположения растяжек для предотвращу
ния колебаний по фасаду висячего моста в Богуславе.
456
11. Канатные элементы в мостах
Растяжки из оцинкованного троса диаметром 25 мм крепятся к бетонным про-
тивовесам и в двух уровнях к мосту: к кабелю и балке жесткости. Усилие в растяжках
(около 3 тс) регулируется при помощи резьбовых стяжек.
В плане положение растяжек показано на рис.11.7.13. Приведенная система рас-
тяжек существенно ожесточила конструкцию. Расчетная критическая скорость ветра,
при котором возможно появление изгибно-крутильного флаттера составляет: без рас-
тяжек = 20 м/с; после постановки растяжек 62 м/с.
Фасад
11.8. ПРОЧИЕ КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В МОСТАХ
11.8.1.	ПОДВЕСКИ АРОЧНЫХ МОСТОВ
Эти элементы ничем не отличаются от подвесок в висячих мостах. Узлы анкере-
ния в арке и балке жесткости аналогичны, показанным выше.
11.8.2.	ПРИЖИМНЫЕ УСТРОЙСТВА НА ОПОРАХ
При возникновении отрицательных реак-
ций балки жесткости на опорах (отрыв балки от
опор) возможно устройство прижимных конст-
рукций из канатных элементов.
Например, на Южном мосту через Днепр
в Киеве балка жесткости вантового пролетного
строения состояла из стальной и противовесной
железобетонной части.
Несмотря на создание очень тяжелого по-
перечного сечения железобетонной части мос-
та - 220 тс/м, при определенной комбинации на-
грузок возникал расчетный отрыв противовес-
ной части от опор до 2000 т. Столь большой вес
пролетного строения был достигнут за счет
пригружения бетоном и чугуном. Дальнейшее
увеличение собственного веса было нерацио-
нальным. От нормативных нагрузок прижим к
опорам был обеспечен при всех комбинациях
нагружения. Учитывая то обстоятельство, что
требовалось обеспечить свободу температурных
деформаций балки, ее прижим к опорной части
был выполнен при помощи 16-ти закрытых спи-
ральных канатов диаметром 62 мм, которые ис-
пользовались для вант моста. Принципиальная
конструкция узла показана на рис. 11.8.1. Уси-
1ие натяжения канатов составило около 30 тс,
Рис.11.8.1
11. Канатные элементы в мостах
457
а расчетное 180 тс. Длина канатов около 8 м и при перемещениях балки относительно
опоры от температуры (около 6 см) напряженное состояние канатов практически не
меняется.
11.8.3. МЯГКИЕ ПРИКРЕПЛЕНИЯ
Для создания горизонтальной связи заданной жесткости между балкой жестко-
сти и пилоном висячего моста может быть применена конструкция, показанная на
рис.11.8.2.
Показанная конструкция дает возможность при сейсмическом толчке сущест-
венно снизить усилие, передающееся на пилон, так как горизонтальная связь между
пилоном и балкой жесткости выполнена эластичной.
11.9. РАСЧЕТЫ ГИБКОЙ НИТИ
В мостовых конструкциях канатные элементы, с точки зрения строительной ме-
ханики, в подавляющем большинстве случаев рассматриваются, как гибкие нити.
Гибкая нить представляет собой систему с бесконечно большим числом степе-
ней свободы, работающую только на растяжение, но способную воспринимать попе-
речную нагрузку при надлежащем закреплении ее концов. Критерием гибкости нити
служит показатель отношения напряжений в нити от изгиба к напряжениям от растя-
жения. Эта величина не должна превысить 5% по действующим нормам, иначе следуе!
учитывать напряжения от изгиба. Как правило, это отношение в мостовых сооружени-
ях не превышает 2-3% (даже для канатов из параллельных проволок).
Различают нити с малыми и большими стрелками.
Нити с малыми стрелками - это те, у которых отношение стрелки провисания к
пролету менее 1/5. При этом сделано допущение, что нить располагается под распре-
деленной нагрузкой по квадратной параболе.
При отношении более 1/5 - нити с большими стрелками. Нить при этом распо-
лагается по цепной линии.
Основные параметры для расчета нити с малыми стрелками такие (рис.11.9.1):
L - длина по прямой между точками закрепления концов нити;
I - пролет нити (проекция нити между точками закрепления концов на горизонталь
ную ось);
q - проекция на горизонталь погонной нагрузки qo. Сделано допущение, что q - посто
янная величина, равная . Хотя в действительности q =	;
Cos a	Cosy
458
11. Канатные элементы в мостах
Y - угол между касательной к нити и горизонтом (величина переменная);
а - угол между прямой, соединяющей концы нити, и горизонтом (величина постоян-
ная);
// - распор (горизонтальное натяжение);
N - растягивающее усилие в сечениях нити.
Основные формулы для гибкой нити,
загруженной погонной постоянной нагруз-
кой, следующие.
1.	Вычисление усилия в нити N по из-
вестному распору Н и углу между касатель-
ной к нити в точке вычисления усилия и го-
ризонтом у:
^ = 7^-	(И-9.1)
Cosy
Наибольшее усилие у нити в местах
укреплений верхних концов нити, наимень-
шее обычно у нижних закреплений.
2.	При стрелках мене 5/100 пролета
можно сделать допущение, что усилие в ни-
। и по всей ее длине одинаково, а угол между
касательной к нити и горизонтом у равен уг-
иу между прямой, соединяющей точки за-
крепления концов нити, и горизонтом а, тог-	р
да формулу (11.9.1) можно записать в виде	' ’ ’
# =	(11.9.2)
Cos а
Далее для простоты будут рассмотрены нити с малыми стрелками при выше-
нринятых допущениях. Эти формулы всегда справедливы для кабелей висячих мостов.
3.	Определение распора Н по
известным q, Inf-.
Н=^-.	(11.9.3)
8/
Следует отметить, что в форму-
ле (11.9.3) распор равен балочному
моменту, деленному на стрелку про-
виса. При этом стрелка провиса -
всегда размер по вертикали. Формула
становится очевидной если рассмот-
реть равновесие любой точки нити
(рис. 11.9.1)
4.	Вычисление стрелки f по из-
вестным q, 1пН\
(11.9.4)
5.	Определение стрелки провиса в любой точке нити (обозначения на рис. 11.9.2)
/.=Л,.+-^(/-/,.-2'Н'/?'/-/,2).	(11.9.5)
2.Н	q  I
11. Канатные элементы в мостах
459
Формула выведена из условия равновесия: стрелка равна балочному моменту
деленному на распор
(Н.9.6)
п.
6.	При вычислении длины кривой нити применяют приближенную формулу:
£.=-!—cosa.	(11.9.7)
f Cosa 3 1
7.	Точное решение задачи определения длины гибкой нити имеет вид
(11.9.8)
..hH I H2hH Л2ч Н2, .hH I \.Н2 hH /.2....
ql 2- \ q qi 2 q1 ql 2 q1 ql 2
Здесь значение h - это разность отметок закреплений концов нити. При малых
стрелках формула (11.9.7) дает практически точный результат. Для примера: расхож-
дение в длинах канатов Московского вантового моста в Киеве, вычисленное по фор-
мулам (11.9.7) и (11.9.8), составило не более 0.09 мм.
8.	При закреплении концов канатов на одном уровне формула (11.9.8) имеет вид
9. Углы наклона касательной по длине нити
q (. /А
tgy,=tga+—\	,
ti I 2 1
/, - это текущая координата, изменяемая от 0 до I.
10. Углы перегиба (разность между углом у и а) в местах закреплений концов
нити равны, т.е.
(11.9.10)
(11.9.11)
. ql
tgAy =
2H
11. Основная задача нити - следующая: нужно узнать, какое будет усилие в ни-
ти, если известны: ее начальная длина - длина заготовки Lo, ее осевая жесткость ЕА и
геометрия точек закрепления - I и Cosa. Ниже сделан вывод этой формулы, с исполь-
зованием ранее приведенных.
Величина распора Н = N • Cosa.
Упругое удлинение каната от силы N с начальной длиной Lo при постоянной же-
сткости ЕА равно Д.
д NL„ HL	А , т .	, I	8f2	3
Д =—- =-----°— или Д = £,-£„Д, где =---------+ ——Cosa.
ЕА EACosa	f	f Cosa 31
При f = длина провисающей нити под нагрузкой составляет
2Н
= —-— +	Cos3а.
f Cosa 24Н2
HL I о2
Тогда удлинение Д =-----— =----+ ——- Cos3а - L ;
EACosa Cosa 24H2
умножим на H2 и приводим к виду
Н L° = Н2(—1— ~Lo) + ^~Cos3a;
EACosa Cosa 24
460
11. Канатные элементы в мостах
разделим на ---— и после упрощения получим
EACosa
H3=H2EA(-—Cosa) + ^- — Cos4a.	(11.9.12)
Эта формула является основной, и дает практически точные результаты для ни-
тей с малыми стрелками.
При длине заготовки, равной расстоянию между точками закрепления концов,
формула имеет вид
-СоЛх.	(11.9.13)
24
Формулы (11.9.12) и (11.9.13) учитывают геометрическую нелинейность рабо-
ты нити. Суть заключается в том, что при изменении длины заготовки происходят не
только упругие удлинения, но и изменяется форма нити - меняется ее геометрия.
Формула (11.9.12) дает возможность определить усилие в нити и ее геометрию
при удлинениях-укорочениях от силовых и температурных воздействий. Для этого
следует изменять длину заготовки или положение точек закрепления концов.
Кроме геометрической нелинейности, некоторым канатным элементам присуща
и физическая нелинейность, т.е. модуль деформации зависит от напряжений в канатах.
Об этом сказано при описании работы витых канатов.
Современные программные комплексы, реализующие МКЭ, включают в себя
нелинейные разделы и позволяют решать очень сложные задачи методами итерации.
Но при этом для быстрой оценки применение вышеуказанных формул очень полезно.
Кроме того, всегда полезно «прикинуть» результаты машинного счета вручную, по-
скольку никто не застрахован от ошибок. Ведь машинный счет - это, с одной стороны,
программа (в которой возможны ошибки), а с другой, - это расчетная схема, которую
можно неправильно составить и просто механически ошибиться при вводе данных.
ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.05.03-84 Мосты и трубы. - М.: Госстрой СССР, 1998.
2.	ENV 1993-2 Annex A: High strenth cables.
3.	ФУКС Г.Б., КОРНЕЕВ М.М. Вантовые мосты по украинским проектам. Настоящее и пер-
спектива. / 36. доповщей “Сучасш проблеми проектування буд!вництва та експлуатацп
споруд на шляхах сполучення” / - К., 1998. - 9с.
4.	S.KASHIMA Technical Advances in the Honshu-Shikoku Bridges / 1ABSE SYMPOSIUM,
Kobe, 1998.-12p.
S KURINO, M.FUCHIDA, M.KITAGAVA, M.SHIMOMURA Design and Construction of
Akashi Kaikyo Bridge / IABSE SYMPOSIUM, Kobe, 1998. - 6p.
prEN 1993-1-11 Eurocode 3: Design of steel structures part 1.11: Design of structures with ten-
sion components made of steel/ 3 september 2002.
11. Канатные элементы в мостах
461
11. КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В МОСТАХ.....................................................................41.1
11.1.	Основные определения.......................................................................41,1
11.2.	Нагрузки и воздействия.....................................................................416
11.2.1.	Собственный вес канатов................................................................416
11.2.2.	Ветровые воздействия...................................................................417
11.2.3.	Тепловые воздействия...................................................................417
11.2.4.	Воздействие регулирования..............................................................417
11.2.5.	Удаление и замена канатного элемента...................................................417
11.2.6.	Нагрузки для расчета выносливости......................................................41К
11.3.	Проектирование основных канатных элементов.................................................41К
11.3.1.	Канатные элементы......................................................................4IK
11.3.1.1.	Канаты из параллельных проволок......................................................41К
11.3.1.1.1.	Конструкции	канатов...............................................................41К
11.3.1.1.2.	Изготовление	канатов...............................................................420
11.3.1.1.3.	Монтаж.............................................................................420
11.3.1.2.	Закрытые спиральные канаты...........................................................421
11.3.1.2.1.	Конструкции	канатов...............................................................421
11.3.1.2.2	Характеристика канатов..............................................................422
11.3.1.2.3.	Изготовление канатов..............................................................42.1
11.3.1.2.4.	Монтаж Канатов.....................................................................424
11.3.1.3.	Канаты с полупараллельнымрасположением проволок......................................425
11.3.1.4.	Расчеты канатов......................................................................425
11.3.1.4.1.	Определение усилий в канатах.......................................................425
11.3.1.4.2.	Учет нелинейной работы каната......................................................426
11.3.1.4.3.	Проверки прочности по СНиП 2.05.03-84..............................................426
11.3.1.4.4.	Проверки прочности по ENV..........................................................42К
11.3.1.4.5.	Проверки выносливости канатов......................................................42К
11.3.2.	Анкеры.................................................................................42К
11.3.2.1	Типы анкеров..........................................................................42К
11.3.2.2.	Типы фиксации проволок в анкере......................................................424
11.3.2.3.	Оценка размеров анкера..............................................................4.11
11.3.2.4.	Напряженное состояние анкеров.......................................................4.11
11.3.3.	Седла, стяжки и сепараторы............................................................4.32
11.3.3.1.	Назначение и конструкция.............................................................432
11.3.3.2.	Седла...............................................................................4.34
11.3.3.2.1. Расчет седел по прочности.........................................................4.34
11.3.3.2.2. Предотвращение проскальзывания канатов............................................4.34
11.3.3.3. Стяжки..............................................................................4.36
11.4.	Колебания канатов при ветре...............................................................4.37
11.5.	Защита от коррозии канатов и закреплений...................................................4Зк
11.6.	Канатные элементы вантовых мостов..........................................................439
11.6.1.	Ванты.................................................................................4.34
11.6.1.1.	Схемы расположения вант.............................................................4.34
11.6.1.1.1.	Схемы расположения вант по фасаду моста............................................440
11.6.1.1.2.	Расположение вант поперек моста....................................................441
11.6.1.2.	Конструкция вант.....................................................................441
11.6.2.	Узлы анкерения вант....................................................................441
11.6.2.1.	Узлы анкерения в балках жесткости....................................................44?
11.6.2.1.1.	Конструкции узлов анкерения..........................................................44	.1
11.6.2.2.	Узлы анкерения на пилонах............................................................446
11.6.2.3.	Узлы анкерения в устоях..............................................................447
11.6.2.4.	Стяжки и гасители колебаний..........................................................444
11.7.	Канатные элементы висячих мостов...........................................................450
11.7.1.	Элементы висячего моста................................................................451
11.7.2.	Кабели.................................................................................452
11.7.3.	Подвески. Узлы присоединения к кабелю и балке..........................................454
11.7.4.	Узлы анкерения на пилонах и в устоях...................................................455
11.7.5.	Растяжки висячих мостов................................................................456
11.8.	Прочие канатные элементы в мостах..........................................................457
11.8.1.	Подвески арочных мостов................................................................457
11.8.2.	Прижимные устройства на опорах.........................................................457
11.8.3.	«Мягкие» прикрепления..................................................................45К
11.9.	Расчеты гибкой нити........................................................................45К
Литература........................................................................................461
462
11. Канатные элементы в мостах
12. ЭЛЕМЕНТЫ МОСТОВОГО ПОЛОТНА
Термин МОСТОВОЕ ПОЛОТНО в настоящем разделе включает в себя всю со-
вокупность элементов, так или иначе относящихся к пропуску экипажей и пассажиров
на мостах: пешеходных, автодорожных, городских и т.п. Эти элементы не являются
необходимыми для обеспечения несущей способности моста, но во многом могут оп-
ределять его долговечность. Этот термин содержит следующие элементы:
-	барьерные ограждения;
-	перильные ограждения;
-	систему водоотвода;
-	освещение моста;
-	верхнее строение пути на железнодорожных мостах;
-	покрытие проезжей части и тротуаров;
-	дорожная разметка;
-	защита от шума.
Следует не забывать, что основное назначение моста связано не только с несе-
нием нагрузок от транспорта, проезжающего по нему, но и с созданием комфорта и
безопасности машин и людей при их движении по мосту. Поэтому вопросам компо-
новки элементов мостового полотна нужно уделять первоочередное внимание.
12.1.	ГАБАРИТЫ
Информация о количестве полос проезда или о числе рельсовых путей, о шири-
не полос безопасности, о числе и ширине тротуаров является обязательной исходной
информацией, указываемой в «Техническом задании на проектирование моста».
В приложении 1 к СНиП 2.05.03-84* установлены габариты приближения кон-
ирукций мостов, которые проиллюстрированы на рис. 12.1, где показаны возможные
। абариты проезда мостов под автомобильное движение: а) при отсутствии раздели-
1ельной полосы; б) при наличии разделительной полосы без центральных барьерных
ограждений; в) при наличии разделительной полосы с центральными барьерными ог-
раждениями. Слева на рисунках на сечении I показан тротуар, который не отделен от
проезжей части конструктивным элементом моста (например раскосами фермы или
вантой). Справа на сечении II приведенн отделенный тротуар. На рис. 12.1 приняты
с ледующие обозначения:
щ - общая ширина проезжей части или ширина проезжей части для движения одного
направления; где и - число полос движения и b - ширина каждой полосы.
h - габарит по высоте (расстояние от поверхности проезда до верхней линии очертания
габарита) принимается не менее 5 м. hT - габарит тротуара по высоте, обычно 2,5 м.
12. Элементы мостового полотна
463
П - полосы безопасности (не входят в ширину проезжей части);
С - разделительные полосы (не входят в ширину проезжей части);
ЗП - защитные полосы расстояние от кромки проезда (ограждения) до конструкции за
пределами габарита проезда (ширина 0,5 м).
Рис. 12.1
-=	
Т	
Г - расстояние между кромками проезда (ограждения). В указанный размер не входил
ширина разделительной полосы, имеющая ограждение.
Т - ширина тротуаров (расстояние от внутренней кромки перил до препятствия с про-
тивоположной стороны).
Термин «ездовое полотно», приведенный в СНиП, подразумевает полную ши-
рину автомобильного проезда = ширину проезжей части + полосы безопасности.
Для совмещенных мостов под рельсовый транспорт и автомобильное движение-
принцип образования габаритов приближения показан на рис. 12.1.2.
ГР - габарит рельсового транспорта. Для трамвайного движения ГР = 7.5 м; для метро-
проезда не менее 9.0 м.
М - ширина междупутья; для метропроезда расстояние в осях путей должно состав
лять не менее 4.6 м. Между габаритами автодвижения и рельсового транспорт
464
12. Элементы мостового полотна
могут быть размещены несущие конструкции пролетного строения (например, на
Южном мосту в Киеве пилон и ванты) или конструкции ограждения .
Рельсовый транспорт может быть размещен по оси моста, как показано на
рис. 12.2, так и на краю моста. В СНиП 2.05.03-84, прил. 1 приведены типовые попе-
речники совмещенных под трамвай и автотранспорт мостов.
12.2.	ДЕЛЕНИЕ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ НА ПОЛОСЫ ДВИЖЕНИЯ
Количество полос движения на мосту, как правило, устанавливается в «Задании
на проектирование моста» или по расчету согласно интенсивности движения на рас-
четный срок. Пропускная способность одной полосы определяется в зависимости от
видов транспорта, расчетной скорости движения, интенсивности перемещения экипа-
жей с одной полосы на другую и т.д. Например, число экипажей в час по одной полосе
движения может достигать следующих значений:
легковых автомобилей	1500
грузовых автомобилей	800
автобусов и троллейбусов	300.
При многополосном движении суммарная пропускная способность полос сни-
жается. Это учитывается введением коэффициента полосности:
одна полоса	1.0
две полосы	1.9
три полосы	2.7
четыре полосы	3.5.
При расчетах интенсивности движения количество физических автомобилей
и водится к легковым. Так, для грузового автомобиля коэффициент приведения ра-
" от 2.5 до 3.5 в зависимости от грузоподъемности, для автобуса 2.5, для троллейбу-
1 и т.п.
Следует отметить, что оценка количества автомобилей в сутки не всегда может
дать правильное представление об интенсивности движения. Более правильно оцени-
вать часовую интенсивность движения.
На больших мостах в очень больших городах существует практика изменять ко-
личество полос движения в каждом направлении движения в течение суток, за счет пе-
ренесения барьерного ограждения, разделяющего движение. Например, на мостах че-
12. Элементы мостового полотна	465
Ж 1-941
рез Босфор в Стамбуле в утренние часы поток машин из Азии в Европу составляет
70-75% общего их количества, а вечером, наоборот. Поэтому проезжая часть мостов,
состоящая из шести полос, делится на 4 и 2 полосы. Проезд по мостам платный, и пла-
та (около 1 доллара за проезд легковой машины) взимается за проезд только в одну
сторону - в Азию.
На мостах в Нью-Йорке также изменяют число полос движения в вечерние и ут-
ренние часы за счет переноса барьерного ограждения, разделяющего движение.
У нас пока отсутствует такая практика, хотя ее можно применить на мостах,
имеющих определенную цикличность движения транспорта и не имеющих централь-
ного барьерного ограждения. При проектировании моста следует предвидеть такую
ситуацию и предусмотреть для нее специальные конструктивные меры.
12.3.	БАРЬЕРНОЕ ОГРАЖДЕНИЕ
Барьерное ограждение должно повысить безопасность движущихся по мосту
транспортных средств. При наезде на ограждение автомобиль не должен его разру-
шить и вылететь с моста, но в то же время ограждение не должно резко отбросить ав-
томобиль и травмировать водителя. Автомобиль также может быть отброшен в сторо
ну на идущие по соседним полосам экипажи. Абсолютно безопасных ограждений ш
существует. Создаются жесткие железобетонные и полужесткие стальные ограждения
Поиски новых конструкций барьерных ограждений ведутся постоянно. Создают огра
ждения, которые имеют большие остаточные деформации после наезда, и гасят энер
гию удара таким способом. Жесткие барьерные ограждения имеют специфическую
форму и хорошо выполняют свою функцию при наезде под острыми углами, но при
лобовом ударе травмируется водитель.
Для мостов в настоящее время следует применять ограждения, которые способ
ны выдерживать удар силой 500 кДж. Оценить расчетом конструкцию полужестко!  
ограждения в момент наезда автомобиля нельзя из-за больших пластических деформа
ций его частей. Совершенствование конструкций ограждений происходит только в ре-
зультате постановки экспериментов.
Конструкция ограждений применяемая до последнего времени и рекомендуемая
СНиП показана на рис. 12.3.
Стойка ограждения по СНиП 2.05.03-84 п.2. Г
должна быть рассчитана на следующие усилия: 0.45К
поперек моста; 0.25К/4 - вдоль моста на уровне центра
компенсаторов; К - класс нагрузки. При классе нагрузи
—	11: усилие поперек моста 4.95 т; вдоль - 0.69 т. Коэффн
циент надежности уf и динамический коэффициент 1 /
принимают равным 1.0.
По ENV подход к расчету полужестких барьерпы
ограждений дифференцированный и зависит от типа oi
раждения.
Как правило, при наездах разрушение происходи
~ в зоне крепления столбика к плите. Для того, чтобы пр
этом не была повреждена ортотропная плита и изол
по ней, между стойкой и ортотропной плитой сл>
устраивать промежуточное основание. Шов прю
конструкции основания к листу настила плиты не должен быть разрушен при н;
При такой конструкции, если стойка сбита транспортным средством, ремонт
466
12. Элементы мостового полотна
произвести, так как разрушение наступит по сварному шву или по болтовому крепле-
нию стойки к верху конструкции основания.
470
Рис.12.4
Важной деталью ограждения является компенсатор, который смягчает удар и
включает в работу соседние стойки из-за непрерывности направляющей планки. При
наездах ограждающая балка из гнутого профиля деформируется на 0.5—1.0 м и более
поперек моста, увлекая за собой компенсаторы на длине 20-30 м вдоль моста. Энергия
деформации компенсаторов гасит энергию удара и предохраняет водителя от тяжелых
гравм. Расстояние между стойками принимают равным 2-3 м. В тех местах на мосту,
«де за ограждением находятся ответственные конструкции (например, канаты вант)
i .чедует сгустить постановку стоек до
Конструкция, изображенная
ni рис. 12.4, использует в качестве
аждающих элементов 19-прово-
ные пряди. Каждая прядь натя-
а на усилие 20 т. Эта английская
струкция применена на многих
гах, в частности на мосту через
фор. Ограждение хорошо справ-
। ся с наездами легковых машин,
аструкция ограждения проста в
олнении, ремонте и эксплуата-
। и может быть рекомендовано
- городских мостов.
Для ограждения, расположен-
о у тротуара, независимо от его
1-1.5 м.
Рис. 12.5
12. Элементы мостового полотна
467
дохранит пешехода от удара о стоику.
конструкции, целесообразно со стороны тротуара устраивать поручень, который пре-
Поручень высотой не менее 1.1 м от
покрытия следует устраивать в барьерных ог-
раждениях, расположенных на краю моста.
Расстояние от кромки полужесткого барьер-
ного ограждения, обращенной к проезду, до
края пролетного строения моста должно быть
не менее 1.0 м из-за возможных деформаций
направляющей планки при наездах. Если
ограждение жесткое, которое не может быть
разрушено при наездах, оно может быть уст-
роено по кромке моста.
В мостовых нормах США рекомендуе-
мая конструкция полужестких барьерных ог-
раждений, показанная на рис.12.5. Расстояние
от кромки тротуара до лицевой грани ограж-
дений не должно превышать 0.23 м. На ри-
сунке слева от стоек приведены усилия, при-
ложенные к направляющим планкам, а спра-
ва - к стойкам. Сила Р по нормам AASHTO
принята равной 4.6 т.
Изгибающий момент в направляющих планках ограждения должен быть опрей
pi. i
делен, как М =---, где Р' = Р, Р!2 или Р/3, в зависимости от их количества. /-
6
расстояние между стойками. Сталь, применяемая для ограждений, должна иметь г»
рантию свариваемости и относительное удлинение не менее 10%.	”
На вантовом мосту Татара в Япони!
ограждение выполнено с использование!
трубчатых прямоугольных элементов боли»
шого сечения, прикрепленных к двутавровы!
стойкам на болтах (рис.12.6). Стойки кр|
пятся на болтах к основанию, которое привл
рено к листу настила ортотропной плит»|
Заменить любой элемент в такой конструц
_. ции не сложно.
Для съездов и эстакад, расположение
в городах над уличной дорожной сеты
нельзя допустить падения с моста чего-ли(
§ вниз. Жесткое барьерное ограждение iq
этом может быть совмещено с перильным
поднято 45-50 см на сплошном основами
Основание ограждений может быть желез
бетонным на железобетонной плите и стал
ным на стальной. Технический проход ш
тротуар может быть повышен относителы
проезда или иметь с ним один уровень, но при этом не огражден со стороны проезда.
468
12. Элементы мостового полотна
В настоящее время в России широко используется конструкция барьерного ог-
раждения (рис. 12.7) - барьерное ограждение 11МО-2.00-500/0.45/0.75 по ТУ 5216-
002-18601734-2000.
Ограждение изготавливается из гнутых тонкостенных оцинкованных профилей,
соединенных при помощи оцинкованных болтов. Ограждение выдерживает удар, рав-
ный 500 кДж. Стоимость ограждения около 100 долларов США за погонный метр.
При выборе типа ограждения необходимо рассмотреть следующие вопросы:
1.	Ограждение должно выполнять свою основную функцию - обеспечивать безопас-
ность транспортных средств.
2.	Ограждение должно легко восстанавливаться после наезда автомобиля.
3.	Ограждение должно иметь надежную защиту от коррозии, как все элементы мосто-
вого полотна.
12.4.	ПЕРИЛА
Перила - заметная архитектурная деталь моста, которой и ранее уделялось осо-
бое внимание архитекторов. В 19 в. из чугунного литья выполнялись орнаменты с ан-
тичными сюжетами и батальными сценами. В СССР литые перила изображали рога
изобилия, из которых вылетали фрукты и овощи, например как на перилах моста им.
Патона в Киеве. В настоящее врем перила, как
правило, готовят из стали и алюминия.
Нагрузки на перильное ограждение по
СНиП 2.05.03-84 п.2.21 принимаются следующи-
ми: распределенные вертикальная и горизонталь-
ная на поручень перил 100 кг/м; сосредоточенные
вертикальная и горизонтальная 130 кг. Коэффи-
циент надежности у/и динамический коэффици-
ент 1 + д принимают равными 1.0. В проекте
Eurocod распределенная нагрузка на поручень пе-
рил принимается той же - 100 кг/м.
В нормах AASHTO сформулированы сле-
дующие требования к перильным ограждениям:
I. На уровне 70 см от покрытия плотность пе-
рильного заполнения должна быть такой, что-
бы сквозь него не мог пройти шар диаметром
15 см, а выше вплоть до поручня шар диамет-
ром 22 см .
Минимальная высота перильных ограждений 107 см.
Если по тротуару предполагается движение велосипедистов, то высота перильного
ограждения должна быть увеличена до 137 см.
Схема нагрузок по AASHTO на перильные ограждения изображена на рис.12.8, где
ева - ограждения только для пешеходов, справа - для велосипедистов. Значение
определенного усилия W- 75 кг/м.
На многих мостах применены бесстоечные перила, такие, как на рис. 12.9. При по-
;>ечных уклонах к краям моста узел прикрепления перил к плите функционально
чжен. В этом месте нужно создать упор для покрытия и обеспечить сток воды с по-
>ытия и той воды, которая попала под покрытие. Кроме того, нужно иметь доступ к
альным конструкциям перил для их окрашивания. Конструкция может быть решена
• принципу, показанному на рис. 12.9. К нижнему горизонтальному элементу бессто-
12. Элементы мостового полотна
469
ечных перил на фасонках приварена планка, выполняющая функцию упора для ас-
фальта. Вода с покрытия свободно проходит над планкой и под планкой в лоток. С на-
ружной стороны моста есть доступ для ремонта и окрашивания. Вес погонного метра
таких перил составляет 100-120 кг. Если уклон с тротуаров устроен в сторону проез-
жей части, то узел упрощается, так как не нужно обеспечивать пропуск воды под пе-
рилами.
Поручень
«
\ Верхний
\ горизонтальный
\ элемент
Рис. 12.9
Стойки перильного
заполнения
шаг 150 мм
Рис.12.10
Поручень перил лучше готовить гнутым из листа толщиной 3-4 мм, а не из про-
катного элемента. Поручень следует делать
достаточно широким (150-200 мм) для при-
дания перилам жесткости из их плоскости и
для того, чтобы в полости между поручнем и
верхним горизонтальным элементом перил
расположить кабели освещения моста. По-
ручень должен находить кромками на верх-
нем горизонтальном элементе перил для
возможности регулировки его высотного по-
ложения. Это важно, так как перила хорошо
просматриваются с проезжей части и по фа-
саду моста, и ровное очертание поручня мо-
жет скрыть дефекты, возникшие при сборке
пролетного строения.
Перильное ограждение может быть
совмещено с барьерным. На рис. 12.1.10 при-
ведены геометрические параметры таких ог-
раждений из норм AASHTO. Слева барьер-
ное ограждение совмещено с перилами для пешеходов, справа - если предполагается
велосипедное движение. Обозначения на рисунке те же, что и выше.
470
12. Элементы мостового полотна
Использование железобетона для барьерных ограждений может быть оправдано
и на мостах со стальной плитой. В первую очередь речь может идти об ограждениях,
разделяющих направления движения, таких как на рис.12.11.
Конструкция этих ограждений проста и надеж-
на. Ограждения могут быть легко заменены и демон-
тированы, так как у железобетонных блоков единст-
венная связь с плитой моста - собственный вес. Огра-
ждение из железобетонных блоков используется на
мостах, где нужно время от времени менять количест-
во полос движения в разных направлениях. Для такой
операции существуют специальные машины, которые,
непрерывно двигаясь вдоль ограждения, переклады-
вают блоки из стороны в сторону. Увеличение собст-
венного веса пролетного строения за счет постановки
железобетонных парапетов, как правило, неощутимо
при расчетах моста.	Рис.12.11
Жесткое ограждение, которое не должно быть
сдвинуто или разрушено при наездах, рассчитывается на усилие 1.2К, распределенное
на длине 1.0 м. Высота приложения силы равна 2/3 высоты ограждения (СНиП
2.05.03-84 п.2.19). При классе нагрузки 11 усилие составляет 13.2 тс. Ограждение на
рис. 12.11 нельзя рассматривать как жесткое, если от приложенной силы оно сдвигает-
i и или опрокидывается.
В проекте Eurocode усилие для жестких ограждений принимается равным 10 тс.
< >но приложено на уровне на 10 см ниже верха ограждения, или на 1 м от верха покры-
। ия, если этот уровень ниже.
12.5.	ТРОТУАРЫ И ТЕХНИЧЕСКИЕ ПРОХОДЫ
Тротуары устраивают по краям пролетных строений. Если пролетные строения
□делены под движение автомобилей одного направления, то тротуары устраивают с
эавой стороны по ходу движения. На съездах и эстакадах тротуары могут отсутство-
1ть. В этих случаях, если съезд или эстакада без тротуаров примыкает к большому
1 осту, на котором должны быть тротуары, то у устоев моста следует устраивать лест-
щы.
Тротуары на мостах могут находится в уровне проезда или быть приподняты-
и. Иногда тротуары могут быть расположены под проездом. В этом случае наблю-
ются интересный психологический эффект. Например, в Риге на одном из больших
остов через Даугаву тротуары устроены под консолями пролетных строений. Реше-
 не на первый взгляд выглядит логичным: пешеход на таком тротуаре не испытывает
искомфорта от проезжающих машин, он защищен от дождя, пыли и выхлопов топ-
ина. Но в то же время, находясь на таком тротуаре одинокий пешеход чувствует се-
и неуютно, особенно в вечерние часы. Поскольку движение по тротуарам редкое,
1кой тротуар может стать идеальным местом для совершения преступлений, так как
^желательных свидетелей не будет. В результате этого, по таким тротуарам никто
। е ходит.
Нормы СНиП 2.05.03-84 обязывают назначать ширину тротуаров по расчету в
18ИСИМОСТИ от расчетной перспективной интенсивности движения пешеходов в час
нк, при этом среднюю расчетную пропускную способность 1 м ширины тротуара
зедует принимать равной 2000 человек в сутки. В городах и населенных пунктах ши-
72. Элементы мостового полотна
471
рину тротуаров следует принимать не менее 1.5 м. Если регулярное пешеходное дви-
жение отсутствует (менее 200 пешеходов в сутки), следует предусматривать только
служебные проходы шириной 0.75 м.
Но не всегда ширина тротуара на мостах должна быть определена исходя из ин-
тенсивности движения пешеходов. На большим мостах, даже в городах, пешеходное
движение практически отсутствует. Несмотря на это, ширину тротуаров на городских
мостах желательно принимать такой, чтобы два человека, идущие друг другу на встре-
чу, спокойно могли разминуться, чтобы пешеход мог разминуться со встречным вело-
сипедистом и чтобы была возможность проезда техники по тротуару для его механи-
зированной уборки. Необходимая для этого ширина - около 2 м в свету между ограж-
дениями. Если же для осмотра и ремонта моста предусмотрен самоходный смотровой
агрегат, проход которого предусматривается по тротуару, то ширина тротуара должна
быть увеличена до 2.7-2.8 м. Если располагать смотровой агрегат на проезжей части,
то нужно закрывать одну полосу движения, а такое решение может привести к автомо-
бильным пробкам. Увеличение ширины тротуаров, при оценке всех этих обстоя-
тельств, не вызывает заметного удорожание моста |).
” Уширение тротуара моста через ущелье Дикмен в Анкаре на 1 м для прохода смотрового
агрегата “Barin” шириной 2.5 м привело к удорожанию строительства на 85 тыс. $, что состав-
ляет 0.6% общей стоимости моста. Альтернативным решением явилось бы устройство смот-
ровых проходов по аркам и связям моста, стоимость которых бы составила 80 тыс. $, и кроме
того, внешний вид арочного пролетного строения ухудшился. Следует отметить, что даже при
высокой стоимости смотрового агрегата (200 тыс. $) его покупка и использование становятся
уже оправданными для городов, где нужно эксплуатировать 2-3 больших моста.
Рис. 12.12
На съездах и эстакадах в городах, которые проходят над улицами, устраивать
тротуары во многих случаях не следует. Достаточно устроить уширенные полосы
безопасности с правой стороны по ходу движения для прохода обслуживающего пер-
сонала. Можно также устроить
неширокий (до 1 м), приподня-
тый над проезжей частью проход
без ограждения его со стороны
проезда.
При устройстве тротуаров,
огражденных со стороны проез-
да, возможны следующие реше-
ния.
Для стальных мостов с ор-
тотропной плитой самым распро-
страненным и простым является
решение, при котором тротуар
расположен в одном уровне с
проезжей частью, а поперечный
уклон тротуара повторяет уклон проезжей части. При таком решении вода с проезжей
части, а зимой снег и песок с солью, брызги от проезжающего транспорта попадают нв
пешеходов. Пешеход на таком тротуаре испытывает дискомфорт при проезде больших
грузовых машин и автобусов, а они двигаются преимущественно по первой полосе. В
зимнее время, при узких тротуарах, на которых невозможна механизированная уборка,
возле стоек барьерного ограждения и на самом тротуаре образуются кучи из песка и
льда, которые делают проблемным проход пешеходов по тротуарам.
472
12. Элементы мостового полотна
Тротуар может быть приподнятым над уровнем проезжей части. Высота превы-
шения тротуара не должна быть более 20-25 см. При большей высоте (около 40 см)
возникает, так называемый «тоннельный эффект», при котором водитель транспортно-
го средства инстинктивно пытается удалиться от тротуара-препятствия. Из-за этого
высокие тротуары становятся виновниками снижения пропускной способности моста.
Повышенный тротуар на стальной плите может быть выполнен не из стали. На
рис. 12.1.12 показана конструкция тротуара на Вантовом мосту через Даугаву в Риге. К
недостаткам конструкции следует отнести большой собственный вес и опасность от-
слоения тротуара от плиты. Хотя за 20 лет эксплуатации моста коррозия плиты под
тротуаром обнаружена не была.
Возможны решения, при которых тротуар выполнен накладным из замкнутых
коробчатых стальных элементов. Более совершенна конструкция, при которой повы-
шенный тротуар является про-
должением ортотропной плиты
(рис. 12.13).
Водоотвод создан за счет
поперечных уклонов. Ось водо-
отвода приближена к тротуару,
где установлены водоотводные
трубки. Шаг водоотводных труб
зависит от климата, величины
продольных и поперечных укло-
нов и общей схемы водоотвода.
Повышенный тротуар не
сильно усложняет конструкцию
ортотропной плиты и практиче-
ски не увеличивает объем мон-
тажных работ.
Бордюр тротуара должен быть рассчитан на усилие 6.6 тс, распределенное на
длине 0.5 м вдоль моста и приложенное в уровне верха бордюра (СНиП 2.05.03-84
п.2.19).
В проекте Eurocode поперечное усилие 10 тс, распределенное на длине 0.5 м
вдоль моста, прикладывается в уровне на 5 см ниже верха бордюра + распределенное
на той же длине, вертикальное усилие, равное 22.5 тс. В проекте Eurocode также рас-
сматривается случай выезда колеса с давлением 20 тс (или двух по 10 тс) на тротуар
после возможного разрушения ограждения.
12.6.	ВОДООТВОД
Конструкция водоотвода с проезжей части моста и отвода воды с моста во мно-
гом определяет срок жизни стального и железобетонного пролетных строений.
Для организации движения воды по плите моста создаются 2% поперечные ук-
лоны и, как правило, продольные уклоны. Существуют случаи, когда мост не имеет
продольного уклона, или этот уклон настолько мал (менее 0.5%), что вода по покры-
тию не стекает. Поперечные уклоны допускается принимать менее 2% при продольном
уклоне более 1%, если геометрическая сумма уклонов будет не менее 2%. Поперечные
уклоны, как правило, направлены от оси моста к краям. Для мостов под одно направ-
ление движения уклон может быть выполнен в одну сторону. Иногда становится оп-
равданным направить уклоны к середине моста.
12. Элементы мостового полотна
473
0130
Рис.12.14
В связи с современными требованиями экологии вода с проезжей части мостов в
городах из-за ее особой токсичности, должна попасть в ливневую канализацию и далее
в очистные сооружения1*. Для мостов на дорогах это требование отсутствует.
’* В проекте Подольского мостового перехода через Днепр в Киеве решения по отводу
и сбору воды были не только технически сложны, но и существенно повлияли на при-
нятие основных конструктивных решений по пролет-
ным строениям и на вертикальный профиль перехода.
Дело в том, что сброс воды с моста без ее очистки был
категорически запрещен экологами. Сбор воды нужно
было выполнить на длине около 2 км - над руслом
Днепра, пойменным островом, рекой Десенкой и пой-
мой Левого берега, и только затем сбросить в очистные
сооружения, расположенные по берегам. Причем одно-
сторонний уклон лотков составил около 1.6 км. При ши-
рине моста 35 м площадь водосбора составила 56000 м2.
Сбор воды в лотки по краям моста не давал желаемого
результата: они получались громоздкими, портили
внешний вид и возникали сложности при их эксплуата-
ции. Лучшим оказалось решение, при котором был уст-
роен центральный лоток по оси мостов и эстакад. По-
перечные уклоны были выполнены к оси моста.
На мостах, не имеющих повышенных тротуаров,
вода стекает с кромки моста без водоотводных трубок
непосредственно в водоотводные лотки, устроенные по
краям моста. Далее по лоткам вода двигается к берегам
или через водоотводные трубки сбрасывается у опор в
ливневую канализацию.
На мостах с повышенными тротуарами, возле
которых производится сбор воды, устраивают водоот-
водные трубки. Водоотводные трубки должны иметь
внутренний диаметр не менее 150 мм. Расстояния ме-
жду трубками для автодорожных и городских мостов должны составлять вдоль проле-
та не более 6 м при продольном уклоне до 5%, и 12 м при уклонах от 5% до 10%
(СНиП 2.05.03-84 п.1.76).
Площадь водоотводных трубок для автодорожных мостов при отсутствии де-
тальных расчетов может быть принята из расчета 5 см2 площади трубы на 1 м2 водо-
сбора. Объем дождевого стока может быть определен на дождь часовой интенсивности
с 5% вероятностью превышения. При отсутствии детальных расчетов можно принять
интенсивность дождя 1 мм/мин.
Вода, которая проникла через слои покрытия, должна быть удалена за счет сис-
темы дренажных трубок и лотков. Дренажные трубки диаметром 50 мм должны имен,
шаг не более 4 м и быть размещенными по осям водоотвода. Вода к водоотводным
трубкам должна подводится по дренажным лоткам. Дренажи шириной 20-30 см вы-
полняют из гальки, смоченной эпоксидным связующим. Скорость фильтрации воды п
продольном дренажном канале должна быть не меньше 5 л/мин при существующих
уклонах плиты. Кроме продольных каналов, могут существовать и поперечные, шири-
ной до 10 см у деформационных швов. Дренажный канал должен выдержать наезд
расчетного колеса. Дренажные трубки и сетки следует изготавливать из коррозионно-
стойких материалов.
474
12. Элементы мостового полотна
Конструкция примыкания водоотводной трубки к ортотропной плите может
быть такой, как показана на рис. 12.14. В листе настила ортотропной плиты образовано
отверстие диаметром на 10 мм больше, чем внутренний диаметр трубы. Толщина стен-
ки трубы не менее 12 мм. Труба приварена к листу настила угловым двусторонним
швом У-5 по ГОСТ 5264-80. После устройства слоев гидроизоляции по плите перед
укладкой асфальта в отверстие должен быть установлен вкладыш. Его назначение:
служить упором для асфальта; пропускать воду в водоотводную трубку, идущую по
поверхности асфальта, и под асфальтом. Вкладыш должен быть прочным и выдержи-
вать наезд колеса. Вкладыш не должен повредить изоляцию плиты при наезде колеса.
Через вкладыш нужно производить мытье трубы, для этого в нем должно быть отвер-
стие для прохода шланга диаметром 40 мм. Из-за сложности конфигурации, вкладыш
лучше готовить литым из углеродистой стали или чугуна.
Водоотводные лотки следует готовить из листа толщиной не менее 6 мм, гну-
тыми или сварными. Желательно чтобы лотки были оцинкованными, но в любом слу-
чае они должны иметь надежную защиту от коррозии. Нужно позаботится о том, что-
бы в местах стыков лотка по длине не могла бы застаиваться вода. При сварном вари-
анте стыка сварные швы дна лотка должны быть стыковыми, а на стенках возможны
накладки. При сварном варианте следует восстановить защитное покрытие в местах
расположения сварных швов и позаботится об устойчивости лотка при его разогреве
под солнцем.
200 • 300 мм	Зазор в стыке 5 мм
Возможен стык лотка на
болтах с использованием резины
(рис. 12.15). При таком решении за-
зор в стыке позволяет лотку сво-
бодно расширяться при нагреве.
Для герметизации стыка зазор сле-
дует заполнить силиконом. На ри-
сунке показаны примерные разме-
ры лотка для большого моста. Пе-
реполнение лотка при ливнях не
так опасно, поскольку в процессе
наполнения лотка наиболее грязная вода успеет стечь. Далее дождь попадает на мы-
тую проезжую часть моста и вода, попадающая в лоток, уже не так токсична к момен-
ту переполнения. На Южном мосту в Киеве лотки не переполняются при дождях сред-
ней интенсивности, а сбор воды в лоток идет с площади 12800 м2 при сечении лотка
250*300 мм.
Переполнение лотков нельзя допустить, если лоток находится на эстакаде над
(ицами городов. Для нормальной работы лотка он должен периодически промывать-
от песка; мусор бумага, пластиковые пакеты и прочие предметы должны быть из-
учены из лотка до промывки. Уборка лотка стальными лопатами может привести к
(рушению защитного покрытия и привести к его коррозии. К сожалению, в реальных
ловиях после зимней эксплуатации моста, когда при борьбе с гололедом на проез-
* > ю часть выбрасываются десятки тонн песка с солью, лоток оказывается полностью
ыполненным и обычной промывкой обойтись сложно.
Вместо открытых лотков могут применятся трубы диаметром не менее 300 мм.
И шмнее время на стенках трубы образуются наледи, которые могут полностью за-
»рыгь сечение трубы. Для промывки труб и удаления из нее мусора устраивают реви-
1ин. В то же время труба хорошо работает на малых уклонах, так как при ее наполне-
нии возникает напор.
12. Элементы мостового полотна
475
12.7.	ОСВЕЩЕНИЕ МОСТА
Проезжая часть городских и пешеходных мостов и развязок должна быть осве-
щена. На других мостах необходимость такого освещения устанавливается в cootbci-
ствии с требованиями, содержащимися в СНиП 2.06.02-85 и СНиП 2.05.07-85 по освс-
назначения.
Освещать развязки целесообразно с
земли, за счет установки высоких освети-
тельных мачт с прожекторами. Для протя-
женных конструкций столбы освещения
устанавливают, как правило, на пролетных
строениях. Столбы освещения могут быть
установлены в створе перил или в пределах
разделительной полосы по оси моста. Вы-
сота расположения светильников, их тип и
частота постановки столбов определяются
расчетом освещенности проезжей части.
Столбы освещения обычно изготав-
ливают телескопическими из труб разного
диаметра, заходящими одна в одну. На ка-
ждом столбе устанавливают, как правило,
два светильника на консольных трубчатых
элементах. Архитекторы стремятся утонит»,
столбы, но это не всегда возможно из-за
раскачивания столбов от проезда транспор-
та и ветра.
Кабели для освещения моста могут
быть подведенными к столбу в поручне пе-
рил, как на мосту через реку Шайтанку в Салехарде (рис. 12.16). Располагать кабели 
коробах у перил в уровне покрытия не следует, поскольку они мешают нормальному
стоку воды и плохо проветриваются. Крепление столба освещения к ортотропной пли-
те следует выполнять на отдельном основании. Приваривать трубу непосредственно к
листу настила ортотропной плиты нельзя, так как внутри столба может скапливаться
вода и настильный лист плиты будет корродировать. Вода может образовываться за
счет конденсата и из-за того, что столб не герметичен. В нижней части трубы столба,
следует образовать вырез размером 20x20 мм для выпуска воды, попавшей внутрь.
ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.05.03-84 Мосты и трубы. - М.: Госстрой СССР, 1998.
2.	Eurocode 1993-2 Design of Steel Structure. Part 2. Steel Bridges. Edition, 1997.
3.	AASHTO LRFD Bridge Design Specification SI UNITS. (Standard Specification for
Highway Bridges. American Association of State Highway and Transportation Official,
Inc).
12.	ЭЛЕМЕНТЫ МОСТОВОГО ПОЛОТНА
.461
12.1.	Габариты.....................................................................  46»
12.2.	Деление проезжей части на полосы движения......................................
12.3.	Барьерное ограждение...........................................................
12.4.	Перила.........................................................................
12.5.	Тротуары и технические проходы.................................................
12.6.	Водоотвод......................................................................
12.7.	Освещение моста................................................................. >
ЛИТЕРАТУРА......................................................................... >	<
476	12. Элементы мостового полотна
13.	ОПОРНЫЕ ЧАСТИ И ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ШВЫ
Деформации пролетных строений от температурных и иных воздействий могут
быть очень значительными и составлять десятки сантиметров. В таких случаях конст-
рукции опорных частей и деформационных швов, которые компенсируют эти пере-
мещения постоянно совершенствуются и становятся все сложнее.
Старые массивные арочные мосты вовсе не имели шарниров и деформировались
совместно с грунтовыми массивами берегов. Появившиеся позже шарниры в пятах
арок должны были обеспечить свободу поворота в узле примыкания арки к опоре при
изменении температуры и от временной нагрузки. Но так как суточные изменения
средних температур в сечениях арок были малыми, а временная нагрузка не оказывала
практически никакого влияния на перемещения, то перемещения были очень незначи-
тельными. В деревянных мостах перемещения концов пролетов также невелики, и вы-
званы в основном воздействием временной нагрузки. И только при появлении сталь-
ных и железобетонных мостов, в которых образовывали большие температурные пле-
ти, появилась необходимость создания принципиально новых конструкций опорных
частей.
С деформационными швами картина была похожей. В старых мостах из дерева
и камня деформации между устоями и пролетными строениями были очень малы и,
как правило, не требовалось перекрывать зазор специальными элементами. Первые
деформационные швы были применены на железных дорогах, на которых изменяю-
щимся зазором уже нельзя было пренебрегать. Перекрывать изменяющийся зазор ста-
ло необходимо и на автодорожных мостах для повышения скоростей движения, безо-
пасности езды, уменьшения шума и т.п. Деформационные швы решают задачу герме-
тизации изменяющегося зазора и предотвращают попадание воды и грязи на опорные
части и опоры.
Конструкции опорных частей и деформационных швов зависят от величины
компенсируемых перемещений. Но для компенсации одних и тех же перемещений су-
ществуют принципиально различные конструктивные решения. Большое многообра-
зие вызвано продолжающимся поиском наиболее рациональных конструкций, а также
соотношением между ценой и качеством.
13.1.	ОЦЕНКА ВЕЛИЧИНЫ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
Перемещения в опорных частях и в деформационных швах вызваны в основном
следующими воздействиями:
-	от изменения температуры;
-	от длительных процессов (усадки и ползучести);
13. Опорные части и деформационные швы
477
-	от транспорта;
-	от монтажных операций и при ремонтах.
13.1.1.	ТЕМПЕРАТУРЫ И ДЕФОРМАЦИИ
Температурный режим пролетного строения оценить точно можно только после
проведения натурных замеров. Температурный режим моста и его деформации зависят
от многих факторов:
-	от климата района, где расположен мост;
-	от материала моста;
-	от толщины элементов моста;
-	от цвета, в который покрашен мост;
-	от интенсивности солнечной радиации ;
-	от ориентации моста относительно движения солнца.
Но обычно, для оценки предельных деформаций пролетного строения в зоне
опорных частей и деформационных швов высокая точность не требуется. Высокая
точность при оценке температурных деформаций может потребоваться при монтаж-
ных операциях, связанных с замыканиями пролетных строений.
При расчетах перемещений элементов мостов следует принимать следующие
коэффициенты линейного температурного расширения:
ах = 0.000 012 - для стальных конструкций;
ас= 0.000 010 - для бетонных и железобетонных конструкций;
а.м - 0.000 008 - для каменных конструкций;
а7= 0.000 004 - для деревянных конструкций;
ал= 0.000 025 - для алюминиевых конструкций.
13.1.1.1. ОЦЕНКА ТЕМПЕРАТУРЫ ПО СНИП 2.05.03-84*
Линейные деформации пролетного строения оценивают в зависимости от мини-
мальной и максимальной температур. Эти температуры могут быть определены по уп-
рощенной методике согласно СНиП 2.05.03-84 и СНиП 2.01.01-82.
Методику определения экстремальных температур рассмотрим на конкретном
примере для района Киева. Основные температуры следует принимать по СНиП
2.01.01-82, в зависимости от местоположения моста. Основные температуры для Киева
сведены в таблицу 13.1.
Нормативное температурное климатическое воздействие на сооружение при оп-
ределении перемещений и усилий во внешне статически неопределимых системах до-
пускается находить, как среднюю по сечению температуру железобетонных элементов
в холодный период года, а для стальных элементов в любое время года равной темпе-
ратуре наружного воздуха. Для бетонных и железобетонных элементов в теплое время
года - нормативной температуре воздуха за вычетом величины, численно равной 0.2а,
но не более 10 °C, где а - толщина элемента, см, с учетом толщины ездового полотна.
Нормативную температуру воздуха в теплое ТпТ и холодное Т„х время года сле-
дует находить по таким формулам.
Нормативная температура наиболее жарких суток:
1п,т=1уц + Т= 19.8 + 8 = 27.8 °C
t vii = 19.8 °C	(СНиП 2.01.01-82, см. табл. 14.1 для июля)
Т= 9 °C	(изолинии, с. 42 СНиП 2.01.01-82)
478
13. Опорные части и деформационные швы
Нормативная температура Т„х принимается равной температуре воздуха наибо-
лее холодной пятидневки с обеспеченностью:
0.92 для бетонных и железобетонных конструкций или -22 °C
0.98 для стальных конструкций или -25 °C
Таблица 13.1
Характеристика	Средняя температура °C по месяцам												Среднегодовая	Абсолютная минимальная	Абсолютная максимальная	Средняя максимальная месяца	Наиболее холодных суток		Наиболее холодной пятидневки		Период с температурой <0°С
			СП	'О-	•Г)	ч©	г-~	ОО		о		Г4									
																	оо о- о	ГЧ СЬ о	оо СЬ о	ГЧ СЬ о’	
Значения из СНиП 2.01.0-82	•г? 1	1	o' 1			ОО	00 о?	оо	1—<	МП	ГЧ			СЧ	О-	гч	о- гч 1	ч© ГЧ f	•Г) ГЧ 1	ГЧ ГЧ 1	ОО 1 4
Для оценки перемещений (деформаций) элементов пролетного строения моста в
Киеве нормативные и расчетные температуры приведены в табл. 13.2. Коэффициент
надежности по нагрузке равен 1.2. При этом учтено повышение температуры конст-
рукций на 10 °C под влиянием солнечной радиации (см. п.2.27* б СНиП 2.05.03-84*).
Таблица 13.2
Конструктивный элемент	Нормативные температуры, °C		Расчетные температуры, °C	
	наибольшие	наименьшие	наибольшие	наименьшие
Стальные конструкции	37.8	-25	45.4	-30.0
Бетон (до 20 см)	37.8	-22	45.4	-26.4
Бетон (более 20 см)	27.8	-22	33.4	-26.4
13.1.1.2. ОЦЕНКА ТЕМПЕРАТУРЫ ПО СНИП 2.01.07-85
Реальный нагрев конструкций под солнцем может существенно превысить ве-
личину, установленную в СНиП 2.05.03-84*, и равную 10 °C. Для более точной оценки
температуры конструкции при нагреве солнцем можно воспользоваться методикой,
и 1ложенной в СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия.
Следует помнить, что при оценке перемещений нужно учитывать возможность
в 1менения цвета окраски моста при эго эксплуатации.
В соответствии со СНиП 2.01.07-85 оценка средней нормативной температуры в
теплое и холодное время по сечению элемента tw и tc, и значения перепадов темпера-
тур по сечениям элементов и определяется по формулам
~‘ew +е1	+e4i	(13.1)
*w=e5;	(13.2)
‘е =‘ес -0.5	в] ;	(13.3)
тЗс=о.	(13.4)
13. Опорные части и деформационные швы
479
Здесь и tec- средние суточные температуры наружного воздуха соответственно в те-
плое и в холодное время года, принимаемые по следующим формулам:
*ew = lVII + &VI1 >	(13.5)
(13.6)
- многолетние средние месячные температуры воздуха в январе и июле, прини-
маемые по картам 5 и 6 [4]. Например, для Киева температуры воздуха соот-
ветственно равны -5 °C и +20 °C.
Д;, Ди/ - отклонения средних суточных температур от средних месячных, принимае-
мые соответственно по карте 7 [4], и для июля равны +6 °C. Например, для
Киева, температуры соответственно равны -15 °C и +6 °C .
Тогда для Киева температуры в холодное и теплое время, вычисленные по фор-
мулам (13.5) и (13.6) будут: zec=-20°C, t^= +26 °C.
04, в5 - приращение средних по сечению элемента температур и их перепад от сол-
нечной радиации, принимаются по формулам
04=О.О5р5_Л-Л,;	(13.7)
05=О.О5-р5_Л(1-^),	(13.8)
где р - коэффициент поглощения солнечной радиации материалом наружной поверх-
ности конструкции, принимаемый по СНиП II-3-79**.
р = 0.9 - асфальтобетон;
р = 0.8 - сталь темная;
р = 0.45 - сталь светлая;
р = 0.7 - бетонная поверхность;
р = 0.6 - дерево;
р = 0.3 - белая штукатурка;
максимальное значение суммарной (прямой и рассеянной) солнечной радиации,
Вт/м2, принимаемый по [2]. Например, для широты Киева, т.е. 50° северной ши-
роты, суммарное значение радиации, поступающее в июле, следующее:
на горизонтальную поверхность	$тах = 726 + 133 = 859 Вт/м2;
на вертикальную южную поверхность	^тах = 398 + 123 = 521 Вт/м2;
на вертикальную восточно-западную поверхностьSmia- 601 + 174 = 775 Вт/м2;
к - коэффициент, зависящий от ориентации поверхности:
горизонтальная поверхность - к =1.0;
ориентированная на юг - к = 1.0;
ориентированная на запад - к = 0.9;
ориентированная на восток- к =0.7;
к\ — коэффициент, зависящий от материала:
стальные -	Л, = 0.7;
железобетонные до 15 см толщиной -	kt = 0.6;
железобетонные от 15 до 39 см толщиной - кх - 0.4;
железобетонные более 39 см -	= 0.3.
Следовательно, значения 04и 05, вычисленные, например, для горизонтальной
поверхности из темной стали и железобетона толщиной до 39 см для Киева, составляют:
темная сталь (ортотропная плита без асфальта) -
04=24°С;
05= 10 °C;
480
13. Опорные части и деформационные швы
железобетон толщиной до 15 см -
в4 = 18 °C;
05= 12 °C;
железобетон толщиной 15-39 см -
е4= 12 °C;
05= 18 °C.
0, - приращение средних по сечению температур, зависящее от материала:
стальные - = 8 °C;
железобетонные до 15 см толщиной -	= 8 °C;
железобетонные от 15 до 39 см толщиной - 0, = 6 °C;
железобетонные более 39 см -	= 2 °C.
Ниже приведены нормативные температуры, вычисленные по формулам (13.1) и
(13.3) для горизонтальной поверхности из темной стали и железобетона толщиной до
39 см для Киева.
Темная сталь (ортотропная плита без асфальта):	
t„ = te» + ®\ +®4~ 26 + 8 + 24 = 58 °C;	(13.1)
tc =tec-0.5-0, = -20-0.5 • 8 = -24°С;	(13.3)
железобетонные до 15 см толщиной:	
fw = fw + 0, +04 = 26 + 8 + 18 = 52 °C;	(13.1)
tc = tec -0.5• 0, = -20 - 0.5 • 8 = -24 °C;	(13.3)
железобетонные от 15 до 39 см толщиной:	
/„=/то+0, + 04 = 26 + 6 + 12 = 44 °C;	(13.1)
tc =	-0.5 • 0, = -20 - 0.5 • 6 = -23 °C.	(13.3)
	Таблица 13.3
Конструктивный элемент	Нормативные температуры, °C		Расчетные температуры, °C	
	наибольшие	наименьшие	наибольшие	наименьшие
Темная стальная конструкция	58	-24	69.6	-28.8
Бетон (до 15 см)	52	-24	62.4	-28.8
Бетон (от 15 до 39 см)	44	-23	52.8	-27.6
13.1.1.3. ОЦЕНКА ТЕМПЕРАТУРЫ ДЛЯ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ МОСТОВ
Температуру рельса железнодорожных мостов для определения величины пере-
мещений в уравнительном приборе следует определять по прил. 15 [5]. За основу взя-
ты абсолютно наибольшая и наименьшая зарегистрированные температуры за весь
срок наблюдения. Абсолютно наибольшая температура увеличивается на 10 °C за счет
солнечной радиации. Например, для Киева температура рельсов при выборе уравни-
тельных приборов и содержания бесстыкового пути равна:
Наибольшая 49 °C (с учетом +10 °C от солнечного разогрева).
Наименьшая	-32 °C.
Расчетная температурная амплитуда 81 °C.
И J-WI
13. Опорные части и деформационные швы
481
13.1.1.4.	УЧЕТ ТЕМПЕРАТУРЫ НА МОНТАЖЕ
Температура пролетного строения при монтажных операциях и ремонте может
существенно отличаться от температуры при эксплуатации. Как было отмечено боль-
шое влияние на температуру пролетного строения оказывают цвет, наличие или отсут-
ствие слоев покрытия, а также разогрев от укладки асфальтобетона.
Последнее соображение не было учтено при укладке асфальтобетонного покры-
тия на стальной балке вантового пролетного строения Южного моста в Киеве. Асфаль-
тобетон укладывали по ширине 15 м по низовой кромке балки шириной 41.6 м. Темп
укладки превышал 1000 м2 в час, температура смеси была 140 150 °C при температуре
воздуха 30 °C. Асфальтобетон был уложен на длине 440 м. После окончания укладки
было обнаружено, что балка изогнулась в плане и сорвала с подферменников двух
опор опорные части. Схема деформаций балки показана на рис. 13.1. Неподвижные
опорные части, установленные на пилоне, обеспечивали неподвижность левого края
балки. Правый край балки был оперт на береговую опору на 6 опорных частях: 4 из
них продольно и поперечно подвижные, а 2 опорные части поперечно неподвижные.
Рис.13.1
Поперечно неподвижные опорные части были установлены на подферменники
на эпоксидном растворе. После смещения балки опорные части скололи подфермен-
ник. Усилие, которое потребовалось чтобы сорвать опорные части, было огромным
(см. ниже). После того, как температура пролетного строения выровнялась по ширине
моста, смещение уменьшилось до 15 мм. Для постановки конца балки в исходное по-
ложение потребовалось использовать домкраты для подъема и поперечного смещения.
Существенно более высокая точность учета температуры элементов моста тре-
буется для выполнения монтажных стыков балки, для замеров геометрического поло-
жения узлов анкерения в балках и пилонах в вантовых мостах и т.п. Для таких целей
желаемая точность может быть достигнута только путем натурных замеров в течение
нескольких суток, а выполнение основных монтажных операций желательно произво-
дить в ночное время.
13.1.1.5.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ РАВНОМЕРНОМ НАГРЕВЕ
Линейные деформации конструкций мостов от действия температуры, постоян-
ной по сечению элемента, вычисляют по известной формуле:
Дл7,Л =«г ХА С,	(13.9)
1=1
где ат - коэффициент линейного расширения материала пролетного строения;
Л - длина z-то участка;
Т\ -температура Z-го участка;
п - количество рассматриваемых участков.
482
/3. Опорные части и деформационные швы
13.1.1.6.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ НЕРАВНОМЕРНОМ НАГРЕВЕ
При неравномерном нагреве кромок балки жесткости формула для определения
линейных перемещений имеет вид
=aj..ZL±21.Qjv.	(13.10)
В предположении того, что площадь единичной эпюры нормальных сил QN рав-
на длине элемента I (рис. 13.2), формула приобретает вид
Поперечные деформации балки жесткости
ЬуТ=ат.Т1^.аМ'	(13.12)
h
При консольном закреплении конца балки, площадь единичной эпюры изги-
I2
бающего момента , тогда формула (13.12) приобретает вид
A„r=ar^-/2,	(13.13)
где Т} ,Т2 - температура кромок балки, °C;
h - высота поперечного сечения балки, м;
/ - длина балки, м.
13.1.1.7.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Температурные напряжения при стесненных деформациях могут быть опреде-
1ены по следующим формулам.
В случае препятствия линейным деформациям, когда в элементе возникает сжа-
1ие или напряжение, напряжения составляют
OxN=aT.h^l..E,	(13.14)
В случае препятствия изгибу консольной балки, путем постановки связи на кон-
це консоли, напряжения в крайних фибрах симметричного сечения будут
(13.15)
4
Если сечение несимметрично, то формула (13.15) приобретает вид
(I3.UO
13. Опорные части и деформационные швы
483
где Е - модуль деформации материала;
I - момент инерции сечения балки;
у - расстояние от центра тяжести сечения до крайнего волокна 2, нагреваемого на
температуру Т2°;
W - момент сопротивления крайних волокон.
Усилие, препятствующее поперечному перемещению конца консольной балки
при симметричном поперечном сечении, может быть найдено по формуле
р = аг’Л-Г—Г-	(13.17)
2h I
Используя формулу (13.17) можно оценить величину силы, которая сорвала
опорные части с подферменников при укладке асфальтобетона на Южном мосту в Кие-
ве. Если принять, что: аг =0.000012; Г, -Т2=100 °C; й = 41.6 м; EI- 52-109 тм2; /= 440 м,
то величина силы Р » 5 000 тс.
13.1.2.	ДЕФОРМАЦИИ ОТ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Деформации при ползучести и усадке не учитываются для стальных мостов, в
том случае, если эти процессы в железобетонных элементах моста (опорах, пилонах,
сопрягающих пролетах) не вызывают ощутимых перемещений.
Усадку следует учитывать для всех железобетонных балок независимо от схемы
нагружения. Для расчетов по установке опорных частей и деформационных швон
можно принять предельную усадку, равную укорочению, вызванному температурном}
охлаждению -15 °C.
Для железобетонных изгибаемых балок ползучестью можно пренебречь. При
ближенный расчет (в запас) укорочений балки жесткости от усадки и ползучести в ре-
зультате действия сжимающей силы может быть выполнен по формуле
Д„=СПт о,,	(13.18)
/•=]
где Сй„ - предельная мера ползучести тяжелого бетона, при передаче нагрузки в воз-
расте 28 дней не превышает значений 0.000017-0.000018. Значения получе-
ны в результате опытов Девиса;
/,. - длина i-го участка;
п - количество участков;
ст, - среднее по сечению напряжение сжатия на i -том участке.
13.1.3. ДЕФОРМАЦИИ ОТ ТРАНСПОРТА
484
13. Опорные части и деформационные швы
Деформации от транспорта - это наиболее часто повторяющиеся деформации.
'Эти деформации невелики, но именно они в конечном итоге приводят к разрушению
опорных частей и деформационных швов. При неподвижной опорной части поворот
сечения балки на опоре происходит вокруг точки касания, а при подвижной опорной
части поворот происходит вокруг точки пересечения нейтральной оси балки с осью
опирания (рис. 13.3).
В реальных условиях от обращающейся нормативной нагрузки угол поворота
опорного сечения стальной балки на крайней опоре находится в пределах от 0.0005 до
0.003 рад. Эти перемещения происходят постоянно, вызывая усталостные поврежде-
ния элементов опорных частей и деформационных швов.
13.2. ОПОРНЫЕ ЧАСТИ
В этом разделе приведена краткая характеристика применяемых в настоящее
время опорных частей. На Украине нет большого спроса на опорные части большой
1рузоподъемности, поэтому современные стаканные и сферические закупают за рубе-
жом. В этой связи следует отметить немецкую фирму MAURER - производителя
очень качественных опорных частей.
Опорные части устанавливают на устоях, промежуточных опорах, пилонах ван-
товых и висячих мостов, на консолях консольно-подвесных мостов и т.п. Опорные
части могут быть установлены под фермами и стенками балок, а также между ними
под диафрагмами. Стальные мосты в местах постановки опорных частей усиливаются
за счет увеличения толщин и постановки дополнительных ребер.
13.2.1.	ТИПЫ ОПОРНЫХ ЧАСТЕЙ
Выбор типа опорной части (ОЧ) зависит в первую очередь от величины пере-
мещений и опорной реакции. Но при одних и тех же этих исходных параметрах конст-
рукции опорных частей могут быть принципиально разными.
Основные типы опорных частей приведены в табл. 13.2.1-13.2.6. Конструктив-
ные решения каждого из приведенных типов ОЧ могут быть различными.
Таблица 13.2.1
Резиновые опорные части РОЧ
Верхняя опорная плита
Таблица 13.2.2
Стаканные ОЧ
13. Опорные части и деформационные швы
485
Таблица 13.2.3
Таблица 13.2.4
Сферические ОЧ (для вертикальных реакций от 10 0 до 10000 тс)
Верхняя подвижная плита
Лист скольжения
Фторопласт
Выпуклая сфера
Хромистая поверхность
скольжения
Фторопласт
Вовнутая сфера
Таблица 13.2.5
486
13. Опорные части и деформационные швы
Новый европейский стандарт
опорными частями:
EN 1337
EN 1337-1
EN 1337-2
EN 1337-3
EN 1337-4
EN 1337-5
EN 1337-6
EN 1337-7
EN 1337-8
EN 1337-9
EN 1337-10
EN 1337-11
охватывает следующие вопросы, связанные с
Опорные части
Основные правила проектирования
Скользящие элементы
Эластомерные опорные части
Катковые опорные части
Стаканные опорные части
Тангенциальные опорные части
Structural bearings
General design rules
Sliding elements
Elastomeric bearings
Roller bearings
Pot bearings
Rocker bearings
Spherical and cylindrical PTFE (Polytetrafluorethylen) bearings
Сферические и цилиндрические ПТФЭ опорные части
Guided bearings and Restrained bearings
Руководство и замена опорных частей
Protection	Защита
Inspection and maintenance Инспекция и обслуживание
Transport, storage and installation
Транспортировка, складирование и установка
В большинстве случаев, проектировщику моста не приходится заниматься про-
ектированием опорных частей, так как опорные части выпускает промышленность. В
том случае, если отечественная промышленность не выпускает требуемых опорных
частей их можно приобрести за рубежом. Но возникают ситуации, когда знание прин-
ципов проектирования опорных частей необходимо. Далее отмечены лишь некоторые
моменты, связанные с часто встречающимися вопросами, возникающими при проек-
тировании опорных частей.
13.2.1.1.	РЕЗИНОВЫЕ 04
Резиновые опорные части, армированные слоями стальных листов, наиболее
часто применяются для восприятия относительно небольших опорных реакций и пе-
ремещений. Слой резины, заключенный между стальными листами, работает по схеме,
изображенной на рис.13.4. Модуль деформации на сжатие резины зависит от геомет-
рических размеров образца. Для слоя резины прямоугольной формы сжатого силой Fc
длиной b и шириной а, при b > а можно записать следующие соотношения:
Эпюра касательных напряжений
Рис. 13.4. Схема работы слоя резины между двумя плоскостями
Эпюра нормальных напряжений
М [1-0.6
F {a) I bj
<*n,ax = О [1-50 +0.7 —I, ГДе
I	bl
13. Опорные части и деформационные швы
487
Болты крепления
к пролету
Р 3$
Верхний балансир
Поворотный
шарнир
Объединяющие
планки	'
Катки
Нижняя опорная
плита

,*Н.
Анкерные
болты
Рис. 13.7. Катковая опорная часть
Литые опорные части столь архаичной конструкции, как показано на рис. 13.7,
до сих пор выпускают на Украине и в России. Катковые опорные части современной
конструкции - это однокатковые ОЧ. Вместо нескольких катков современная опорная
часть имеет лишь один каток с контактными поверхностями очень высокой прочности.
Для однокатковых опорных частей Южного моста в Киеве была применена нержа-
веющая высокопрочная сталь 40X13, с временным сопротивлением Run =1540 МПа.
На каждый 1см длины катка диаметром 24 см может быть передано 20 т. Таким обра-
зом, каток длиной в 1 м может воспринять реакцию в 2000 т. Компактность и отсутст-
вие специального шарнира, а также очень малый коэффициент трения качения
(<0.5%) делают эти опорные части привлекательными и конкурентноспособными со
стаканными и сферическими. К преимуществам однокатковых опорных частей следует
отнести то, что контактные поверхности выполнены из стали, практически не подвер-
женной коррозии.
Рис.13.8. Однокатковая ОЧ
490
13. Опорные части и деформационные швы
Опорная часть Южного моста в Киеве снабжена совершенной противоугонной
системой, т.е. механизмом, препятствующим развороту и выскальзыванию катка.
Опорная часть, показанная на рис. 13.8, снабжена скользящим листом для компенсации
поперечных деформаций.
13.2.2.	ЭЛЕМЕНТЫ СКОЛЬЖЕНИЯ ОЧ
Механизм скольжения в большинстве случаев устроен так, как показано на
рис. 13.9.
Клеевой состав
Подвижная часть
Полированный нержавеющий
Неподвижная часть относительно опоры
Фторопласт
Выемка для фиксации фторопласта
Рис. 13.9. Схема устройства скольжения
Для реализации перемещений одной половины опорной части по другой применя-
ют материал с малым коэффициентом трения, обычно фторопласт. Листы фторопласта
толщиной 4—6 мм установлены в выемках глубиной ‘/г высоты листа. В листах устраивают
замкнутые канавки для смазки. Лист скольжения выполняют полированным из хромони-
келевой стали. Между нержавеющим листом и верхней стальной плитой предусматрива-
ется диэлектрическая прокладка для предотвращения электрокоррозии. Ее роль обычно
выполняет эпоксидный клей армированный стеклосеткой. Края нержавеющего листа кре-
пятся при помощи капролоновых или фторопластовых болтов к верхнему листу.
Вместо фторопласта могут быть применены другие материалы. Полированная
поверхность из хромистой стали может быть выполнена на основном металле верхнего
листа иными способами.
13.2.3.	РАСЧЕТЫ КОНТАКТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
При оценке уровня напряжений на контакте сферических или цилиндрических
тел Генрих Герц в 1881 г. сделал следующие допущения.
1.	Два тела состоят из изотропного, упругого материала.
2.	Только нормальные напряжения возникают на контакте тел.
3.	Радиус (ширина) отпечатка относительно мал по сравнению с радиусами кон-
тактирующих тел.
Герц нашел следующие формулы для оценки максимальных напряжений <ттах и
размеров отпечатка b (см. табл. 13.3.6).
В таблице обозначено:
/•’ - опорная реакция;
/ длина цилиндра;
' ,г2 - радиусы контактирующих тел;
-	модуль упругости;
-	коэффициент Пуассона = 0.3;
’ ,|1М - максимальное нормальное напряжение на контакте;
-	половина ширины зоны контакта.
/ 3. Опорные части и деформационные швы
491
Таблица 13.3.6
Контакт сфе		рических тел	
Максимальные напряжения (а)		Половина ширины отпечатка (Ь)	
1 1 3FE2 ' ^(l-v2)2 [	\2 1±1) Г1 Г2 J	ь = 3	3F(l-v2)	1 2Е Г1 Г2
Контакт цилиндрических тел			
Максимальные напряжения (с)		Половина ширины отпечатка (d)	
_ If Е 2тг(1-у2)	/1 Г2 J	Ь =	8F (1-V2)	1 1 л Е X + .L ~Г2
„ 1.1 Схемы для определения правила знаков в выражении — ± — Г1 Г2			
У	/Г2=аз \г.		
1 1 —+ — г,	г2	ri		Г1 г2
Согласно EN 1337-4 для катковых опорных частей расчетная погонная нагрузка
на каток выражается формулой
Соответствующая формула Герца, выведенная из формулы (с) в таблице при
контакте цилиндрических тел, при г2 = °°
0^=0.418.^^.	(f)
V 4V
Подставив значения формулы (е) в формулу (f), получим величину предельных
расчетных напряжений на контакте :
lio D z2 г
°™ = 0-418 • J '	= 0.418   V18 = 1.77 • /„ = ам.
V	К' £
Согласно EN 1337-6 для сферы, опертой на плоскость, расчетная нагрузка FJrf
выражается формулой
Fzd < 170-Л2	(g)
Е
Соответствующая формула Герца, выведенная из формулы (а) в таблице при
контакте сферических тел, при г2 = °°
Опмх = 0.388	(h)
V Л
Подставив значения формулы (g) в формулу (h), получим величину расчетных
напряжений на контакте аы сферы с плоскостью:
1170	F^
omax = 0.388  --гЦт— = °.388 Л • Vi70 = 2.15 • /„ = OjM.
V Е • К
В СНиП 2.058.03-84* величина расчетного диаметрального сжатия катков при
свободном касании Rcd определяется по формулам
492
13. Опорные части и деформационные швы
Rrd = 0.025 • R при Rm < 600 Mna;
ca	и	г un	'
Rcd = (0.042 • 10^ (/?„„ - 600)2 + 0.025) R^k^R, при /?„„ > 600 Mna.
Если ориентироваться на формулу (е), то напряжения, приведенные к диаметру,
согласно EN можно выразить формулой
Значение коэффициентов к2 и к2 приведены ниже в таблице в зависимости от
fu=Ru
А=л.	500	600	700	800	900	1000	1100	1200	1300	1400	1500
	0.025	0.025	0.026	0.029	0.032	0.036	0.042	0.048	0.056	0.065	0.074
Аг2	0.021	0.026	0.030	0.034	0.039	0.043	0.047	0.051	0.056	0.060	0.064
13.2.4. ПЕРЕДАЧА ДАВЛЕНИЯ НА БЕТОН
Опорная часть передает на балку и на опору концентрированное давление. Для
стаканных и сферических опорных частей эта задача не столь актуальна, так как пло-
щади опорных частей относительно велики, а прочность резины и фторопласта близки
к прочности бетона. В каталогах выпускаемых опорных частей приведено значение
давления опорной части на бетон. Для вновь проектируемых опорных частей следует
выполнять проверку прочности бетона на контакте с опорной частью.
Далее решена классическая задача по распределению давления от линейной на-
грузки (давление катка), приложенной к стальной плите, уложенной на бетон. Сцепле-
ние плиты с бетоном отсутствует. Кромки плиты могут отрываться от бетона. Распре-
деление давления на бетон от концентрированной силы, воспринимаемой балансиром,
можно оценить, используя данные, приведенные на рис. 13.10, где изображены эпюры
распределения давления на бетон от стальной плиты с высотой, равной 1 от единичной
силы. Соотношение модулей стали и бетона приняты равными 7:1. Концы плиты сво-
бодны и могут отрываться от бетона, а горизонтальное сцепление между плитой и бе-
тоном отсутствует.
Условная (консервативная)
эпюра давления на бетон
Фактическая эпюра давления на
b=4.5h
Эквивалентная эпюра давления на
бетон при разности модуле 1-7
Рис. 13.10. Эпюры распределения давления на бетон
13. Опорные части и деформационные швы
493
Существует консервативный подход, когда распределение давления принимают
под углом 45°. Ширина распределения давления равна в этом случае двум высотам
плиты. Этот подход ведет к 25%-ным запасам.
На рис. 13.10 также показаны реальная эпюра распределения давления на бетон
и эквивалентная ей прямоугольная эпюра. Длина распределения равных максимальных
напряжений в этом случае может быть принята равной 2.6 высоты плиты. При указан-
ном соотношении модулей стали и бетона 7:1 отлипание краев плиты наступает при
ширине плиты большей, чем 4.5 высоты плиты.
13.3. ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ШВЫ
Со времен СССР и до сего времени у многих чиновников, связанных со строи-
тельством и эксплуатацией мостов, существует представление о том, что деформаци-
онные швы - это второстепенные элементы пролетного строения. Что ничего плохого
не происходит если деформационные швы текут и при проезде транспорта ощущаются
толчки. Такой подход несомненно ошибочный, поскольку разрушение пролетных
строений при всех прочих равных условиях начинаются в местах деформационных
швов. Агрессивная вода, протекающая через шов, интенсивно разрушает торцы про-
летных строений, опорные части и ригели опор. Удары автомобилей по шву разруша-
ют плиту и опорные части. Деньги, вложенные в качественные деформационные швы,
всегда окупятся за счет большей безремонтной эксплуатации моста.
В этом разделе нет возможности подробно описать конструкции деформацион-
ных швов в связи с их многообразием, поэтому материал изложен конспективно.
13.3.1. ТИПЫ СВАРНЫХ ШВОВ
13.3.1.1. ШВЫ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ДО 80 мм
Принято, что комфортная езда автомобиля возможна, если зазор в шве не пре-
вышает 80 мм. Швы с перемещениями 0-80 мм наиболее распространены, так как по-
зволяют компенсировать температурные деформации у плетей длиной до 100 м для
наших широт.
Основные типы швов для малых перемещений (до 25 мм) помещены в табл. 13.3.1.
Таблица 13.3.1
№ п/п	Схема шва	Характеристика шва
1	2	3
1	Мастичный наполнитель /\	Армирование	Шов предназначен для компенсации перемещений до 15 мм. При перемещении до 10 мм плита может быть из металла, при больших перемещениях - из эла- стичного материала для предотвращения трещин в асфальте. Шов прост в изготовлении и при ремонтах. Герме- тичность не гарантирована.
	• „уХл-	
	XXrXX \ / / / л\ /	j	щн/ /	
	—4—Z—Z—2.LJ U Ь меЫалличесКвя rinuma	
494
13. Опорные части и деформационные швы
Окончание табл. 13.3.1
Деформируемый материал
Деформируемый материал
2
Шов предназначен для компенсации перемеще-
ний до 15 мм. Конструкция более совершенна по
сравнению с (1), так как для перекрытия зазора
используется резиновый профиль с вложенными
металлическими пластинками.
При ремонтах требуется замена болтов и шпи-
лек, так как коррозия должна повредить резьбу.
Шов герметичен.
4
Шов предназначен для компенсации перемеще-
ний до 25 мм.
Асфальтобетон в зоне над швом заменен более
эластичным материалом. Ширина укладки около
70 см. Материал герметичен и деформируется не
образовывая трещин.
На шве (4) зазор перекрывается металлическим
листом, а в случае (5) применен резиновый про-
филь.
Для перемещений от 25 до 80 мм применяют швы, которые указанны в табл. 13.3.2.
№
п/п
Схема шва
Деформируемый вкладыш Стальная окантовка
Таблица 13.3.2
Характеристика шва
Шов предназначен для компенсации перемещений
до 40-50 мм. Деформируемый материал заполнения
между вертикальными стальными кромками окан-
товки пролетных строений должен быть всегда для
герметизации зазора.
В связи с тем, что нет специальных фиксаторов для
крепления вкладыша, герметичность шва не гаран-
тирована.
6
Шов предназначен для компенсации перемещений до
80 мм. Резинометаллический профиль, закрепленный
болтами к кромкам пролетного строения, деформи-
руется, создавая реактивные усилия до 20 КН/м.
Шов герметичен. Проезд по шву беззвучен.
13. Опорные части и деформационные швы
495
Наиболее распространены в настоящее время швы, конструкция которых пока-
зана в табл. 13.3.3.
Таблица 13.3.3
Шов предназначен для компенсации пере-
мещений до 80 мм.
Резиновый профиль крепится в специаль-
ных стальных профилях, присоединенных к
кромкам пролетных строений. Швы такой
конструкции могут быть герметичными при
наполнении водой, либо лишь для сброса
воды по шву на сторону.
Наиболее совершенные из швов такой кон-
струкции разработаны фирмой MAURER.
Конструкция стальных профилей и резиновых может разнообразна. В табл. 13.3.4
приведены некоторые из применяемых решений.
Таблица 13.3.4
Конструкция, при которой резиновый про-
филь фиксируется при помощи вспомога-
тельной стальной планки, которая крепится к
профилю шва на шпильках.
Шов герметичен.
Конструкция шва типа MAGEBA.
Стальной профиль имеет нижний зуб, кото-
рый фиксирует резиновый профиль снизу.
Попадающая в шов вода сбрасывается по шву
на сторону. К недостаткам следует отнести
то, что вода попавшая в паз шва, может за-
стаиваться из-за нижнего зуба. Достоинства
шва - простота конструкции, за счет возмож-
ности реализации сварного варианта.
Современная конструкция шва MAURER.
Стальной профиль имеет верхний зуб, кото-
рый фиксирует резиновый профиль. Резино-
вый профиль настолько плотно сидит в пазу
стального профиля, что шов может быть на-
полненным водой по кромки стального про-
филя. Вода, которая просачивается сквозь
шов, не может застояться в шве и свободно
вытекает из стального профиля за счет попе-
речного уклона нижней части паза.
Помимо приведенных выше конструкций ДШ, существует множество иных
решений для компенсации перемещений до 80 мм.
496
13. Опорные части и деформационные швы
Для компенсации малых перемещений хорошо известна конструкция ДШ с уст-
ройством лотков из цветных металлов.
Применяемые до настоящего времени на наших мостах швы типа К8 имеют су-
щественные дефекты в конструкции и не могут быть рекомендованы к дальнейшему
применению.
13.3.1.2. ШВЫ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ БОЛЕЕ 80 мм
Конструкция швов для компенсации деформаций больших чем 80 мм сущест-
венно усложняется. В настоящее время на мостовых переходах в Японии и в Европе
применяются швы с перемещениями более 1 м.
Основные типы швов для перемещений более 80 мм приведены в табл. 13.3.5.
Таблица 13.3.5
Гребенчатые швы обеспечивают плавный проезд транспорта за счет консольно высту-
пающих зубьев, расположенных в разбежку. Швы должны крепиться к специальным
закладным деталям на высокопрочных болтах. Швы позволяют компенсировать де-
формации до 200-400 мм. Шов пропускает через себя воду и грязь, которая собирает-
ся в нижележащем лотке. Промывка лотка может быть выполнена через зазоры между
зубьями.
Швы со скользящим листом применяют для компенсации перемещений до 300 мм.
Швы такой конструкции были практически единственной конструкцией, которые
применялись в бывшем СССР с середины 20 в. Скользящий лист прижат пружинами
(тарельчатыми или спиральными) к наклонному окаймляющему листу. Прижатие
должно быть достаточным, чтобы предотвратить отлипание скользящего листа по
длине.
Недостатком конструкции является то, что при ослабевании пружин швы начинают
«хлопать» при проездах колес транспорта. Шов пропускает через себя воду и требует
устройства лотков, обслуживать которые достаточно сложно.
2
-3-941
13. Опорные части и деформационные швы
497
Продолжение табл. 13.3.5
Конструкция швов аналогична вышеприведенной с той лишь разницей, что шов
симметричный. Скользящий лист оперт на кромки балок и прижат центрально
расположенными пружинами к обеим кромкам за счет прижимных балок.
Шов предназначенн для компенсации перемещений в пределах 200-600 мм.
Недостатки у шва те же, что и для шва с одним скользящим листом.
Конструкция шва разработана немецкой фирмой «Демаг». Шов отличается от вы-
шеприведенных швов со скользящим листом тем, что скользящий лист прижат к
подвижному откатному листу. Подвижный откатной лист состоит из отдельных
траков как гусеница, и перемещается по специальным опорным столикам на опор-
ных частях. Шов такой конструкции может компенсировать практически любые
перемещения, если количество траков велико.
Швы такой конструкции были применены на некоторых мостах мостовых перехо-
дов между островами в Японии.
Откатная плита	Скользящий лист
Многомодульные деформационные швы состоит из однотипных стальных моду-
лей, поддержанных в перекрываемом зазоре и снабженных механизмом, который
обеспечивает одинаковость зазоров между каждым из модулей при деформациях.
Модули состоят из стального профиля с фиксаторами для резинового профиля.
Конструкции многомодульных швов могут отличаться принципом опирания мо-
дулей, механизмом регулировки зазоров, сечением стальных и резиновых моду-
лей.
Швы такой конструкции могут компенсировать практически любую деформацию.
Некоторые конструкции швов для поддержания модулей используют пантограф
из стальных элементов.
498
13. Опорные части и деформационные швы
Окончание табл. 13.3.5
0-90
Для уменьшения шумовой эмиссии и увеличения плавности езды автомобилей че-
рез модульные швы, последние снабжаются специальными элементами, присое-
диненными на сварке к модулям. Элементы образовывают гребенчатый деформа-
ционный шов. Помимо повышения комфортности езды, эти накладные элементы
повышают защиту резинового профиля.
Эти конструкции разработаны немецкой фирмой MAURER. Конструкция хорошо
себя зарекомендовала в Германии.
Накладные элементы
для модульных швое
ЛИТЕРАТУРА
I.	СНиП 2.05.03-84* Мосты и Трубы. Нормы проектирования. - М., 1998.
2.	СНиП 2.01.01-82. Строительная климатология и геофизика. - М., 1983.
3.	СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия.-М., 1987.
4.	СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия. Приложение 5. Карты районирования террито-
рии СССР по климатическим характеристикам. - М., 1987.
Указания по устройству и конструкции мостового полотна на железнодорожных мостах,-
М.: Транспорт, 1989.
ВСН 86-83. Инструкция по проектированию и установке полимерных опорных частей
мостов. - М., 1983.
ШЕСТЕРИКОВ В.И. Деформационные швы в автодорожных мостах. - М.: Транспорт, 1978.
RAMBERGER Gunter. Structural Bearings and Expansion Joints for Bridges, IABSE, Zurich,
Switzerland, 2002.
13. Опорные части и деформационные швы
499
13.	ОПОРНЫЕ ЧАСТИ И ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ШВЫ..........................................................477
13.1.	Оценка величины перемещений............................................................477
13.1.1.	Температуры и деформации...........................................................478
13.1.1.1.	Оценка температуры по СНиП 2.05.03-84*.........................................478
13.1.1.2.	Оценка температуры по СНиП 2.01.07-85..........................................479
13.1.1.3.	Оценка температуры для железнодорожных мостов..................................481
13.1.1.4.	Учет температуры на монтаже....................................................482
13.1.1.5.	Определение величины деформаций при равномерном нагреве........................482
13.1.1.6.	Определение деформаций при неравномерном нагреве...............................483
13.1.1.7.	Определение величины температурных напряжений..................................483
13.1.2.	Деформации от усадки и ползучести..................................................484
13.1.3.	Деформации от транспорта...........................................................484
13.2.	Опорные части..........................................................................485
13.2.1.	Типы опорных частей................................................................485
13.2.1.1.	Резиновые ОЧ...................................................................487
13.2.1.2.	Стаканные ОЧ...................................................................488
13.2.1.3.	Дисковые ОЧ....................................................................489
13.2.1.4.	Сферичекие ОЧ..................................................................489
13.2.1.5.	Катковые ОЧ....................................................................489
13.2.2.	Элементы скольжения ОЧ.............................................................491
13.2.3.	Расчеты контактных напряжений......................................................491
13.2.4.	Передача давления на бетон.........................................................493
13.3.	Деформационные швы.....................................................................494
13.3.1.	Типы сварных швов.................................................................494
13.3.1.1.	Швы для перемещений до 80 мм...................................................494
13.3.1.2.	Швы для перемещений более 80 мм................................................497
ЛИТЕРАТУРА....................................................................................499
500
13. Опорные части и деформационные швы
14.	ЗАЩИТА МОСТА ОТ КОРРОЗИИ
Незащищенная сталь, находясь в воздушной, водной среде или в почве, подвер-
। ается воздействию коррозии, что может привести к ее разрушению. Поэтому во избе-
жание коррозионного разрушения стальные конструкции следует защищать таким об-
разом, чтобы они не меняли своих эксплуатационных свойств на протяжении заданно-
। о им срока службы.
Существуют различные способы защиты стальных конструкций от коррозии.
(Тальные мостовые конструкции обычно красят. Наряду с окрашенными мостами экс-
плуатируются мосты из атмосферостойких сталей, плотная окисная пленка которых
шщищает металл от дальнейшей коррозии. Некоторые труднодоступные элементы
мостов, например валки и контактные поверхности опорных частей, выполняют из не-
ржавеющих сталей. Часть элементов мостового полотна и особо ответственные эле-
менты, такие как канатные элементы и элементы их закреплений, обычно подвергают-
ся горячему цинкованию.
Наиболее полным документом, охватывающим защиту стальных конструкций
<>г коррозии методом окрашивания, является международный стандарт ISO 12944 [9].
< тандарт предоставляет необходимую информацию о защите стальных конструкций
<и коррозии при помощи систем лакокрасочных покрытий. Эта информация предна-
шачена для заказчиков, проектировщиков, исполнителей, а также для изготовителей
шкокрасочной продукции и для контролеров.
Общая схема защиты мостовых конструкций предполагает такую последова-
тельность:
-	очистка поверхности проката;
-	покрытие поверхности межоперационным грунтом (резка и сварка металла вы-
полняется по грунту);
-	полное удаление или восстановление поврежденных участков межоперационно-
го грунта;
-	нанесение грунта основания лакокрасочного покрытия, кроме мест монтажной
сварки и мест устройства соединений на высокопрочных болтах;
-	отправка огрунтованных или окрашенных конструкций на монтаж;
-	очистка мест устройства стыков и загрязненных участков ранее нанесенного по-
крытия;
-	локальное окрашивание мест устройства стыков или полное окрашивание кон-
струкций.
В реальных условиях строительства, в конструкциях, в которых применяется
монтажная сварка и высокопрочные болты с пескоструйной очисткой контактных по-
верхностей, объем работ по удалению грунта в местах устройства стыков, по обезжи-
риванию выступающих частей высокопрочных болтов и по восстановлению мест по-
14. Защита моста от коррозии
501
вреждения заводского грунта может быть очень велик. До 20% площадей нанесенного
на заводе грунта как правило удаляется, и затем восстанавливается вновь на монтаже,
за счет несовершенных проектных решений.
14.1.	ЗАЩИТА ОТ КОРРОЗИИ НА ОСНОВАНИИ ISO 12944
ISO 12944-1:1998. Лаки и краски - защита от коррозии стальных конструкций
системами защитных покрытий - это международный стандарт, определяющий систе-
мы защиты от коррозии для стальных конструкций. Этим стандартом руководствуются
европейские страны.
14.1.1.	СРОК СЛУЖБЫ
Срок службы покрытия не является гарантийным сроком. Срок службы - эп>
техническое понятие, позволяющее помочь владельцу моста прогнозировать работы по
техническому уходу. Гарантийный срок - это юридическое понятие, содержащееся в
статьях контракта и связанное со страховыми обязательствами. Гарантийный срок, как
правило, менее срока службы. Правил, которые бы связывали эти два понятия, не су-
ществует.
Технический уход за покрытием чаще всего выполняют из-за его выцветания,
загрязнения, износа и из эстетических соображений.
Ожидаемый срок службы покрытия зависит от следующих параметров покры-
тия:
-	конструкция лакокрасочного покрытия;
-	проектные характеристики конструкции;
-	состояние подложки перед нанесением покрытия;
-	эффективность подготовки поверхности;
-	стандарт для работ по нанесению;
-	условия производства работ;
-	воздействие окружающей среды после нанесения.
Первый капитальный ремонт покрытия производят при достижении покрытием
состояния, оцениваемого уровнем Ri 3 согласно ISO 4628-3. Опираясь на эти условия,
срок службы покрытия подразделяют на три группы:
малый (М) - от 2 до 5 лет,
средний (С) - от 5 до 15 лет,
большой (Б) - более 15 лет.
Период, на протяжении которого защитная лакокрасочная система сохраняет
свою эффективность, меньше чем эксплуатационный срок службы конструкции моста.
Поэтому на стадии проектирования должна быть предусмотрена возможность восста-
новления покрытия. Те элементы конструкций, доступ к которым невозможен или за-
труднен, должны быть выполнены из коррозионно-стойкой стали или быть заменяе-
мыми.
14.1.2.	ЗДОРОВЬЕ И БЕЗОПАСНОСТЬ
В обязанность проектировщиков, заказчиков, подрядчиков, изготовителей кра-
сок, контролеров и всех тех, кто заинтересован в проекте, входит выполнение работ,
связанных с защитой от коррозии таким образом, чтобы не ставить под угрозу здоро-
вье и безопасность окружающих.
Основополагающие требования по обеспечению безопасности:
502
14. Защита моста от коррозии
следует избегать использования токсичных или канцерогенных веществ;
необходимо устранять опасность возникновения дымов, паров, шума и пожаров;
следует осуществлять защиту органов зрения, слуха и дыхательной системы;
нужно устранять любые виды опасностей для здоровья, которые могут возникнуть
п процессе работ, эксплуатации и ремонта °.
Во время проведения окрасочных работ в замкнутых стальных коробках пролетных
строений моста через ущелье Караташ в Турции при температуре воздуха внутри коробок
свыше 60 °C происходили случаи наркотического опьянения с нетоксичными красителями на
спиртовой основе. Эти случаи возникали даже при работе в скафандрах с подачей воздуха под
шлем извне. Безопасность работ удалось обеспечить только после принудительного проветри-
вания всего объема коробок.
14.1.3.	КЛАССИФИКАЦИЯ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ
Атмосферная коррозия - это процесс, который происходит в пленке влаги, по-
крывающей металлическую поверхность. Пленка влаги может быть такой тонкой, что
она не видна невооруженным глазом. Скорость коррозии может существенно возрас-
тать в зависимости от: уровня относительной влажности RH; наличия конденсата;
уровня загрязненности атмосферы. Основные коррозионно-активные химические ве-
щества - газы (особенно двуокись серы) и соли (особенно хлориды и сульфаты).
Опыты показали, что коррозия происходит в том случае, если относительная
влажность воздуха (RH) выше 80%, а температура t выше 0°С.
В табл. 14.1 приведены категории атмосферной коррозии и примеры типичных
окружающих условий. Таблицей следует руководствоваться в том случае, если нет бо-
лее точных данных.
Таблица 14.1
Категория кор- розии	Потеря массы на единицу площади и тол- щины за первый год экспозиции				Описание условий района
	Низкоуглеродистая сталь		Цинк		
	потеря массы, г/м2	потеря толщины, мкм	потеря массы, г/м2	потеря толщины, мкм	
С1	< 10	< 1.3	< 0.7	< 0.1	Очень сухой климат
С2	10-200	1,3-25	0,7-5	0,1-0,7	Атмосфера с низким уровнем за- грязнения и сухим климатом. В ос- новном сельская местность.
СЗ	200-400	25-50	5-15	0,7-2,1	Городская и промышленная атмо- сфера с умеренным загрязнением ок- сидом серы. Прибрежные районы с низкой соленостью.
С4	400-650	50-80	15-30	2,1—4,2	Промышленные и прибрежные рай- оны с умеренной соленостью.
C5-I	650- 1500	80-200	30-60	4,2-8,4	Промышленные районы с высокой влажностью и агрессивной атмосфе- рой.
С5-М	650- 1500	80-200	30-60	4,2-8,4	Прибрежные и морские районы с вы- сокой соленостью.
В табл. 14.2 приведены категории окружающей среды для конструкций, погру-
женных в воду или в грунт.
14. Защита моста от коррозии
503
Таблица 14.2
Категория коррозии	Окружающая среда	Тип конструкции
1ml	Пресная вода	Стальные сваи, шпунт и стальные стыки оболочек, ТЯГИ и т.п.
Im2	Соленая вода	
Im3	Грунт	
Продолжительность времени, в течение которого конструкция находится во
влажном состоянии, называется временем увлажнения. Время увлажнения для раз-
личных характеристик климата приведено в табл. 14.3.
Таблица 14.3
Тип климата	Экстремальные значения температур, °C			Время увлажнения при RH>80% и t>O°C часов в году
	минимум	максимум	максимум при RH>95%	
Очень холодный	-65	32	20	0-100
Холодный	-50	32	20	150-2500
Умеренно холодный	-33	34	23	2500-4200
Умеренно теплый	-20	35	25	
Теплый сухой	-20	40	27	10-1600
Умеренно жаркий	-5	40	27	
Жаркий сухой	3	55	28	
Теплый сырой	5	40	31	4200-6000
Жаркий сырой	15	35	33	
Замкнутые ребра жесткости ортотропных плит, пустотные круглые и прямо-
угольные секции ферм и т.п., не могут быть окрашены изнутри, поэтому требуют пол-
ной герметизации.
Пространство между отдельными канатами, образующими ванту должно быть
проветриваемым либо заполненным (см. главу «Канатные элементы».)
Коррозия внутренних пространств коробок балки жесткости и пилонов может
быть усилена за счет периодического образования конденсата.
Наиболее распространенным химическим воздействием является воздействие
хлоридов на элементы проезжей части моста. Солью и ее смесями обильно посыпают
проезжую часть при гололеде. Проходящие машины разбрызгивают соленую воду и
песок на элементы конструкций ограждения. Поверхность конструкций при этом под-
вергается коррозионному воздействию соли и механическому воздействию песка.
14.1.4.	ОСНОВНЫЕ КРИТЕРИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
При проектировании моста следует отдавать себе отчет в том, что изготовленные
конструкции должны быть огрунтованы и окрашены без затруднений. Окрашенные кон-
струкции через какое-то время потребуется очистить и нанести новые слои грунта и
краски. В конструкциях не должно быть мест, где может застаиваться грязь и снег и т.п.
Основные принципы, которые помогут при проектировании, изложены ниже.
ДОСТУПНОСТЬ
Элементы конструкции должны быть запроектированы так, чтобы они были
доступными для окрашивания, осмотра и проведения ремонтных работ.
504
14. Защита моста от коррозии
1. Вдоль балки жесткости, снаружи и внутри замкнутых конструкций следует преду-
сматривать стационарные смотровые проходы или перемещаемые смотровые тележки.
Указанные конструкции могут отсутствовать, если у владельца моста имеется специ-
альное смотровое оборудование, например, машины фирмы «Barin». Такие машины
при их установке на проезжей части моста позволяют доставлять людей и необходи-
мое оборудование для осмотра ремонта к любой части пролетного строения. Смотро-
вые проходы также не требуются, если конструкции моста могут быть обслужены сни-
зу, с поверхности земли или воды.
2. При проектировании стальных конструкций следует избегать создания узких про-
странств, обработка поверхностей которых затруднена или невозможна. Неудачными
решениями являются спаренные уголки или швеллера с небольшим зазором, случаи
1,3 и 4 (рис. 14.1). Отказаться от таких конструкций не удается из-за их простоты и ра-
циональной работы. К удачным решениям можно отнести случаи 2 и 5.
5. В диафрагмах, стенах и плитах следует устраивать лазы, размеры которых должны
быть не менее указанных на рис. 14.2.
Рис. 14.2. Минимальные размеры отверстий для прохода людей
ТРЕБОВАНИЯ К КРОМКАМ И ПОВЕРХНОСТИ
Лакокрасочное покрытие начинает разрушаться в местах, где его толщина на-
рушена за счет неровностей различного рода.
1. Свободные кромки всех элементов конструкции должны иметь радиус за-
кругления не менее 2 мм (рис. 14.3). Видно, что на острой кромке толщина лако-
красочного покрытия недостаточна, поэтому коррозия начинается с этого места.
Закругленная кромка, радиусом не менее 2 мм, обеспечивает одинаковую тол-
щину покрытия на плоскости и на кромке. Полумерой может считаться снятие
фаски 1 мм.
14. Защита моста от коррозии
505
Острая кромка
Скошенная кромка
Закругленная кромка
t - толщина лакокрасочного покрытия
Рис. 14.3. Требования к закруглению кромки
2. Нельзя допускать неровностей и чрезмерного усиления сварных швов (рис. 14.4).
Даже после зачистки могут оставаться острые кромки, толщина покрытия на которых
будет меньше номинальной. При чрезмерном усилении швов вдоль краев может скап-
ливаться грязь.
Острые кромки на шве
Острые выступы
Рис. 14.4. Требования к форме швов
Чрезмерное усиление шва
3. Принципиальные требования к положению профилей в пространстве показаны на
рис. 14.5. Нужно избегать скопления пыли. Накопившаяся пыль аккумулирует влагу и
приводит к коррозии. В том случае, если избежать накопления пыли и влаги не удает-
ся, следует создавать дренажные отверстия для отвода воды.
Плохо
Очень плохо
Рис. 14.5. Положение профиля в пространстве
14.1.5. ТИПЫ ПОВЕРХНОСТЕЙ И ИХ ПОДГОТОВКА
14.1.5.1. ТИПЫ ЗАЩИЩАЕМЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
14.1.5.1.1. СТАЛЬНЫЕ НЕПОКРЫТЫЕ ПОВЕРХНОСТИ
Непокрытые поверхности стали - это поверхности, которые после изготовления
проката никогда не были покрыты. Поверхность перед подготовкой может иметь ока-
лину, ржавчину, различные загрязнения. Степень загрязненности оценивается по соот-
506
14. Защита моста от коррозии
•етствующим нормам. Например, состояние поверхности регламентируется ГОСТ
9.402-80 «Покрытия лакокрасочные. Подготовка металлических поверхностей перед
окрашиванием» (табл. 14.4 и 14.5).
Таблица 14.4
Степень зажиренности	Характеристика зажиренности поверхности
Первая	Наличие тонких слоев минеральных масел, смазочных, смазоч- но-охлаждающих эмульсий, смешанных с металлической струж- кой и пылью
Вторая	Наличие толстых слоев консервирующих смазок, масел и труд- ноудаляемых загрязнений, графитовых смазок, нагаров шлифо- вальных и полировальных паст
Таблица 14.5
Степень окислен- ное™	Характеристика окисленности поверхности
А	Поверхность покрыта плотно сцепленной с металлом неосы- пающейся ржавчиной. На литье имеется литейная корка. Пригар отсутствует.
Б	Поверхность покрыта осыпающейся ржавчиной, после очистки от ржавчины обнаруживается изъязвление основания металла. На литье имеется пригар и легко отделяющаяся формовочная смесь.
В	Поверхность покрыта прокатной окалиной или литейной коркой, ржавчина занимает от 50 до 70% поверхности.
Г	Поверхность покрыта прокатной окалиной или литейной коркой, ржавчина занимает до 30% поверхности.
14.1.5.1.2. СТАЛЬНЫЕ ПОВЕРХНОСТИ, ПОКРЫТЫЕ МЕТАЛЛОМ
I. Стальные поверхности, покрытые цинковыми или алюминиевыми сплавами при
помощи газопламенного или электродугового напыления.
2. Стальные поверхности, покрытые цинком методом горячего цинкования.
1 Стальные поверхности, покрытые цинком при помощи гальванизации.
4. Стальные диффузионные покрытия, получаемые за счет нанесения покрытия при
разогреве стальной основы в камере с цинковой пылью.
14.1.5.1.3	. СТАЛЬНЫЕ ПОВЕРХНОСТИ ПОКРЫТЫЕ МЕЖОПЕРАЦИОННЫМ ГРУНТОМ
Стальные поверхности, подвергнутые автоматической дробеметной или дробе-
струйной очистке и покрытые грунтом. Стальной прокат, поступающий на завод ме-
таллоконструкций, как правило, подвергается очистке и нанесению межоперационно-
го грунта. Грунт защищает стальной прокат на всех этапах изготовления из него
строительных конструкций. Резка и сварка металла выполняется по межоперационно-
му грунту.
14.1.5.1.4	. СТАЛЬНЫЕ ПОВЕРХНОСТИ, РАНЕЕ ОКРАШЕННЫЕ
Стальные поверхности, которые в прошлом уже были подвергнуты окрашива-
нию. Эти поверхности как правило должны быть подвергнуты частичной очистке для
снятия покрытия в дефектных участках либо полной очистке всей поверхности.
14. Защита моста от коррозии
507
14.1.5.2.	СПОСОБЫ ПОДГОТОВКИ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Перед подготовкой поверхности различными методами с нее должны быть удалены
грязь, лед, жир и подобные загрязнения. Для предварительного утяжеления тяжелой,
прочно держащейся ржавчины и окалины необходим специальный инструмент. В слу-
чае очистки стали с металлизированным покрытием, очистное оборудование не долж-
но удалять неповрежденный металл.
14.1.5.2.1.	ПРОМЫВКА ВОДОЙ И ХИМИЧЕСКАЯ ОЧИСТКА
1.	Очистка водой. Применяется в промывке поверхности струей пресной воды под
давлением для удаления водорастворимых материалов и отслоившейся ржавчины. Ве-
личина давления обычно до 15 МПа зависит от степени загрязненности. При исполь-
зовании установок с более высоким давлением технология называется струйной очи-
сткой.
2.	Очистка паром. Производится для удаления масел и смазки. Применяется пар с
давлением 10-12 МПа.
3.	Очистка эмульсией. Эмульгаторы применяют для удаления масел и смазок, после
чего требуется обязательная промывка пресной водой.
4.	Очистка щелочами. Имеет ограниченное применение мостовых конструкциях. На-
пример, для удаления консервирующей смазки с высокопрочных болтов.
5.	Очистка растворителями. Ручная промывка растворителями и протирание вето-
шью зажиренных мест применяется для ограниченных площадей.
6.	Смывка. Удаление краски с помощью паст на основе растворителей (для покрытий
растворимых в растворителях) с последующим смыванием соответствующей жидко-
стью.
14.1.5.2.2.	МЕХАНИЧЕСКАЯ ОЧИСТКА
1.	Очистка ручным инструментом. В качестве ручного инструмента используют
стальные щетки, шпатели, скребки, синтетические лапы с вставленными абразивами,
наждачные шкурки и отстукивающие ржавчину молотки.
2.	Очистка механизированным инструментом. В качестве механизированного инст-
румента используют вращающиеся стальные щетки, различные виды шлифовальных
приспособлений, игольчатые пистолеты, шпатели, скребки, синтетические лапы с
вставленными абразивами, наждачные шкурки и отстукивающие ржавчину молотки.
3.	Абразивная очистка. Для абразивной очистки могут быть применены следующие
методы.
-	Абразивная очистка по принципу центрифуги в закрытых установках. Наиболее
распространена дробеметная очистка, при которой стальная дробь, выброшенная hi
вращающегося барабана, бомбардирует поверхность металла, удаляя с него корро-
зию и окалину.
-	Абразивная очистка с помощью струи сжатого воздуха, которая вовлекает за собой
частицы песка или дроби.
-	Вакуумная абразивная очистка или очистка с помощью всасывающей головки.।
способ аналогичен предыдущему, но с той разницей, что абразивный материал
бирается для дальнейшего использования. Способ подробно описан в ISO 8504-
-	Влажная абразивная очистка - это абразивная очистка с впрыскиванием влаги.'1
способ подобен струйной очистке, но в струю впрыскивается небольшое колич
во жидкости. В результате очистки не образуется пыль. Расход воды обычно не < к ।
лее 15-25 л в час.
508
14. Защита моста от коррозии
-	Мокрая абразивная очистка подобна предыдущей, но с той разницей, что количест-
во воды существенно больше.
-	Струйная очистка дисперсией абразива в воде, или в другой жидкости. Воздух в
струе может отсутствовать.
-	Абразивоструйная обдувка применяется для придания шероховатости покрытиям
на поверхности, либо для удаления лакокрасочного покрытия с металлизированной
поверхности с тем, чтобы не повредить основу. Давление струи и размер абразива
должны быть специально подобраны на образцах.
-	Абразивная очистка с помощью струи сжатого воздуха с пламенем, горящим в со-
пле. Высокая температура факела ускоряет процесс очистки и удаляет масла с по-
верхности.
4.	Водоструйная очистка заключается в обработке поверхности струей чистой пре-
сной воды под давлением. Для удаления масел в воду вводятся моющие средства.
Обычно применяются следующие способы очистки:
-	очистка струей воды с высоким давлением - от 15 до 100 Мпа;
-	очистка струей воды со сверхвысоким давлением - свыше 100 Мпа.
14.1.5.2.3.	ОЧИСТКА ПЛАМЕНЕМ
Очистка основана на сгорании продуктов коррозии и масел, а также отслаивания
окалины, за счет высокотемпературного нагрева поверхности. Высокая температура
пламени достигается за счет горения ацетилена. После очистки пламенем сгоревшие
частицы удаляются стальными щетками.
14.1.5.3.	СТЕПЕНИ ПОДГОТОВКИ ПОВЕРХНОСТИ
14.1.5.3.1.	СТАЛЬНЫЕ НЕПОКРЫТЫЕ ПОВЕРХНОСТИ
Окончательный вид подготовленной стальной поверхности зависит от первона-
чального состояния поверхности и от способа ее обработки. Подготовка поверхности
регламентируется ГОСТ 9.402-80. Покрытия лакокрасочные. Подготовка металличе-
ских поверхностей перед окрашиванием (табл. 14.6).
Таблица 14.6
Степень ОЧИСТКИ	Характеристика очищенной поверхности
1	При осмотре с 6х увеличением окалина и ржавчина не обнаруживаются
2	При осмотре невооруженным глазом не обнаруживаются окалина, ржавчина, пригар, остатки формовочной смеси и другие неметаллические слои
3	Не более, чем на 5% поверхности имеются пятна и полосы плотно сцепленной окалины, литейная корка, видимые невооруженным глазом; при перемещении по поверхности прозрачного квадрата размером 25*25 мм на каком-либо участ- ке окалиной занято не более 10% поверхности.
4	С поверхности удалены ржавчина и отслаивающая окалина; до 20% поверхно- сти покрыто прочно сцепленной окалиной. При перемещении по поверхности квадрата размером 25*25 мм на каком-либо одном участке поверхности плотно сцепленной окалиной занято до 30% поверхности.
Для окрашивания мостовых конструкций требуется вторая степень очистки по-
(крхности.
14. Защита моста от коррозии
509
Стандарт ISO 8501-1 дает четыре степени подготовки поверхности Sa 1, Sa 2, Sa
2.5, Sa 3 для абразивноструйной очистки, а также St 2, St 3 - для очистки ручным и ме-
ханизированным инструментом, и FI - для очистки пламенем. В стандарте содержать-
ся фотографические примеры изменения вида поверхности стали, обработанной раз-
личными видами абразивов: круглой дробью, колотой дробью, стальным песком, и т.п.
14.1.5.3.2.	ПОКРЫТЫЕ ПОВЕРХНОСТИ
Металлизированные, ранее окрашенные либо покрытые межоперациониой
грунтовкой поверхности, могут быть очищены полностью до основного металла. Если
же ранее нанесенное покрытие должно оставаться в неповрежденных местах, способ
очистки необходимо выбирать индивидуально. Изолированные участки с разрушен-
ным коррозией покрытием могут быть удалены местной абразивной очисткой. Долж-
ны быть предприняты меры предосторожности, чтобы не повредить прилегающие не-
поврежденные участки. Например, их можно закрыть.
14.1.5.3.3.	ШЕРОХОВАТОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ
Шероховатость основания существенно влияет на адгезию покрытия. Для за-
щитных покрытий лучше всего подходит профиль «G» или «S» как определено в ISO
8503-1. Рекомендуемая отечественными нормами шероховатость должна иметь Rz,
примерно равную 40 мкм.
14.2.5.3.4. ПОДГОТОВКА МЕТАЛЛИЗИРОВАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Поверхность после горячего цинкования. Цинковое покрытие перед окрашива-
нием должно подвергаться легкой абразивной обдувке с применением неметалличе-
ского абразива. После абразивной обдувки цинковое покрытие должно быть сплош-
ным и без механических повреждений. После очистки поверхность должна иметь од-
нородный ровный матовый вид. Основные дефекты после горячего цинкования (на-
плывы; пористость; отслаивание от основы) должны быть обнаружены и ликвидиро-
ваны.
Поверхность после газопламенного напыления цинка и алюминия. Покрытие не-
посредственно после нанесения на поверхность металла должно быть защищено грун-
том, заполняющим поры. Подробная информация содержится в ISO 2063.
Поверхность после гальванизации. Покрытие, если оно загрязнено, должно
быть промыто водой с моющими средствами, горячей водой или паром.
14.1.5.3.5. ПОДГОТОВКА РАНЕЕ ОКРАШЕННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Дефектные участки лакокрасочного покрытия и участки со слабой адгезией
должны быть удалены. Прочное покрытие должно быть промыто водой с моющими
средствами, горячей водой или паром. Затем поверхность подвергается абразивной об
дувке с песочным абразивом.
14.1.6.	СИСТЕМЫ ЗАЩИТНЫХ ПОКРЫТИЙ
Защитные покрытия обычно состоят из грунтовочных слоев, промежуточных и
верхних. Необходимым условием является сочетание слоев покрытия.
510
14. Защита моста от коррозии
При назначении составов лакокрасочного покрытия следует оценивать не толь-
ко защитные свойства и стоимостные показатели, но и технологичность нанесения,
время нанесения (средние температуры и влажность в период проведения работ), тех-
нологичность замены и ремонта, и т.п.
14.1.6.1.	ЗАВОДСКАЯ ГРУНТОВКА
Заводская грунтовка обычно не является частью системы лакокрасочной защи-
ты. Грунтовку наносят тонким слоем на очищенную поверхность стали только для ее
ременной защиты. На заводскую грунтовку затем наносят основную систему красок,
которая в основном включает в себя еще один слой грунта. Вот основные требования,
предъявляемые к заводской грунтовке.
I.	Материалы для грунтовки должны быть пригодными для нанесения напыления с
образованием равномерного покрытия толщиной сухой пленки 15-30 мкм.
2.	Грунтовка должна быстро высыхать. Грунтовка обычно наносится автоматами на
листы, перемещаемые линейно со скоростью 1-3 м/мин.
V Механические свойства полученного покрытия должны позволять выполнение
обычных манипуляций на заводе без существенных повреждений.
4.	Обычные технологические процессы, такие как резка и сварка не должны быть су-
щественно затруднены из-за покрытия. Материалы для грунтовки должны быть
подтверждены сертификатами, разрешающими возможность проведения резки и
сварки, в том числе с точки зрения охраны здоровья и безопасности.
' Полученное покрытие должно обеспечивать защиту только в течение ограниченно-
го периода времени.
Пары, выделяемые при резке и сваривании, не должны превышать пределы, уста-
новленные для производственной среды.
Поверхность грунтовки должна требовать минимальной подготовки перед нанесе-
нием последующих слоев сварки.
Обязательным условием является совместимость грунта с последующими слоями
лакокрасочного покрытия (табл. 14.7).
______________________________________________________________Таблица 14.7
Состав грунта		Совместимость красок следующего состава							
Связующие	Наполнители	Алкидные	Хлоркаучуковые	Виниловые / ПВХ	Акриловые	Эпоксидные	Полиуретановые	Силикатные цинконаполненные	Битумные
Алкидные	Смешанные	+	(+)	(+)	(+)	-	-	-	+
(оливинилбутираль	Смешанные	+	+	+	+	(+)	(+)	-	+
Эпоксидное	Смешанные	(+)	+	+	+	+	(+)	-	+
Эпоксидное	Порошок цинка		+	+	+	+	(+)	-	+
Силикат	Порошок цинка	-	+	+	+	+	+	+	+
Условные обозначения:
совместимость отсутствует;
। следует дополнительно проверить совместимость;
совместимость присутствует.
14. Защита моста от коррозии
SII
Подробная информация о применении заводской грунтовки находится в стан-
дарте ISO 10238:1996. Продукты из конструкционной стали, прошедшие автоматизи-
рованную струйную очистку и автоматизированное нанесение заводской грунтовки.
Пригодность применения заводской грунтовки при различных внешних клима-
тических условиях оценивается по табл. 14.8.
Таблица 14.8
Состав грунта		Пригодность в природных условиях						
Связующее	Наполнитель	С2	сз	С4	C5-I	С5-М	Погружение	
							без К°	при К”'
Алкидные	Смешанные	+	+	(+)	(+)	-	-	-
Поливинилбутираль	Смешанные	+	+	+		-	-	-
Эпоксидное	Смешанные	+	+	+	+	(+)	(+)	(+)
Эпоксидное	Порошок цинка	+	+	+	+	+	(+)	(+)
Силикат	Порошок цинка	+	+	+	+	+	(+)	(±)
Условные обозначения:
не пригоден;
(+) пригодность следует дополнительно проверить;
+	пригоден.
Примечание:
°	катодная защита
14.1.6.2.	СИСТЕМЫ КРАСОК
Системы красок должны быть определены в каждом случае индивидуально. Но
как пример, можно воспользоваться таблицей, предлагающей выбор красителей при
различных климатических условиях для достижения заданного срока службы. Табл
14.9 выполнена на основании таблицы из Приложения А к ISO 12944-5.
14.1.7.	ОХРАНА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ
При выполнении работ по удалению старого покрытия и очистки поверхносн'
следует позаботиться о том, чтобы продукты очистки не попадали в окружающее пр<
странство. Нужно также позаботится в отношении пыли, шума, запахов, органически
растворителей и т.п.
14.2. ОТВОД ВОДЫ С МОСТА
Правильно запроектированное и выполненное лакокрасочное покрытие еще не
гарантирует защиту от коррозии элементов моста, особенно в зоне проезжей части. I 1л
мостах с ортотропной плитой лист настила ортотропной плиты под слоем покрыт*
подвергается постоянному смачиванию агрессивным водным раствором, если вода и<
имеет возможность свободно с нее стекать. Вода может застаиваться у деформацией
ных швов, в зонах тротуаров, у водоотводных трубок, в зонах перил и т.п. Все мест >
где застаивается вода, имеют повышенную опасность возникновения коррозии.
512
14. Защита моста от коррозии
Таблица 14.9																							
|	№ системы SI ।		Грунтовочные слои				Промежуточные и верхние слои			Суммарные слои красок		Ожидаемый срок службы прн следующих условиях эксплуатации													
	Тип связующего	Тип наполнителя	Число слоев, шт.	Толщина слоев, мкм	Тип красителя	Число слоев, шт.	Толщина слоев, мкм	Число слоев, шт.	Толщина слоев, мкм	С2					сз				C4				
										М		С		Б	м		с	Б	M	c		Б	
01	AK,AY	Mix	1-2	100	-	-	-	1-2	100														
02	ЕР,PUR	Zn	1-2	80				1-2	80														
03	ESI	Zn	1	80				1	80										1				
04	АК	Mix	1	40	АК	1	40	2	80														
05			1	40		1	40	2	80														
06			2	80		1	40	3	120														
07			1-2	80		1	40	2-3	120														
08			2	80		1-2	80	2-4	160														
09			1-2	80		1-2	80	2-4	160														
10			1-2	80		2-3	120	3-5	200								II						
II			1-2	80		2-3	120	3-5	200						III II III								
12	AY	Mix	1	80	AY	1	40	2	120	т		т											
13	ЕР		1	160	AY	1	40	2	200						ГН 11II1								
14	А К,AY, CR	Mix	2	80	AY CR PVC	1	40	2	80						II								
15		Mix	1-2	80		1	40	2	80					1	1		1						
16	ЕР,PUR	Zn	1	40		1-2	120	2-3	160					1									
17	ESI		1	80		1-2	80	2-3	160					т									
18	AK.AY, CR	Mix	1-2	80		2-3	120	3-5	200						1		1	1	1				
19	ESI	Zn	1	80		2-3	120	3-4	200														
20	EP,PUR		1	40		2-3	160	3-4	200														
21	AK.AY, CR	Mix	1-2	80		2-3	160	3-5	240						1		1	1	1	1			
22_	ESI	Zn	1	80		2-3	160	3-4	240											T		T	
23	EP,PUR		1	40		2-3	200	3-4	240														
24	EP	Mix	1	160		1	120	2	280														
25_	AK,AY, CR	Mix	1-2	80	BIT	2	160	3-4	240						т		1	T	II	III			
26			1-2	80		2-3	200	3-5	280										Hill 1				
27	EP	Mix	1-2	80	ЕР, PUR	1	40	2-3	120														
21			1-2	80		1-2	80	2-4	160					т			II						
29	EP,PUR	Zn	1	40		1-2	120	2-3	160						II		II III Г1Г1Е1						
Ю	ESI		1	80		1-2	80	2-3	160						Г1								
1)	EP	Mix	1-2	80		2-3	120	3-5	200						II		llllll						
12	EP.PUR	Zn	1	40		2-3	160	3-4	200						II		1 III			II			
1)	ESI		1	80		2-3	120	3-4	200						II		II	Illi		II			
И	EP	Mix	1-2	80		2-3	160	3-5	240						II		ппп			II			
»3	EP.PUR	Zn	1	40		2-3	200	3-4	240														
16	ESI		1	80		2-3	160	3-4	240														
П_	EP	Mix	1-2	80		2-3	200	3-5	280														
И_	EP.PUR	Zn	1	40		2-3	240	3-4	280														
W_	ESI		1	80		2-3	200	3-4	280														
4в_	EP	Mix	1-2	80		3-4	240	4-6	320														
4J_	EP,PUR	Zn	1	40		3-4	280	4-5	320														
42	ESI		1	80		3-4	240	4-5	320														
АК AY ГН	алкидные - акриловые хлоркаучуковые 1 - поливинилхлориды				ЕР - эпоксидные ESI - этилсиликатные PUR - полиуретановые BIT- битумные					Mix - смешанные Zn - цинковый порошок													
14. Защита моста от коррозии
513
3-941
ПРИМЕРЫ СБОРА И ОТВОДА ВОДЫ С ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ
Решения по сбору и отводу воды должны быть приняты на начальной стадии
проектирования, так они могут во многом определить несущие конструкции моста.
Решения могут быть различными, например такими, как на мосту в Салехарде
(рис.14.5-14.8).
В случае применения на мосту повышенных тротуаров, можно организовать
водоотвод так, как показано на рис. 14.5.
Рис.14.5
Тротуар имеет уклон в сторону проезжей части. Асфальтобетон тротуара уперт
в выступающую кромку листа борта тротуара. Для свободного прохода воды, высту-
пающая кромка перфорирована.
514
14. Защита моста от коррозии
Борт тротуара защищен от коррозии слоями лакокрасочного покрытия и защит-
ою эпоксидного покрытия. Эпоксидное покрытие предназначено для защиты от абра-
ивного воздействия частиц песка при проезде транспорта (рис. 14.6). Слои покрытия в
чой зоне защиты следующие:
-	этилсиликатный цинконаполненный грунт (ЦВЭС) 80-100 мкм,
-	эпоксидный цинконаполненный грунт ПРИМАСТИК 250 мкм,
-	эпоксидный цинконаполненный компаунд (состав 1)	1.5-2.0 мм.
Барьерное ограждение крепится на болтах к основанию, приваренному к тро-
tyapy. Швы приварки основания более мощные, чем болтовое крепление столбика.
11оэтому при разрушении столбика его основание повреждено не будет, и не будет на-
рушена усиленная гидроизоляция плиты в этой зоне (рис. 14.6).
На кромке моста в зоне перил часто можно наблюдать коррозию перил или лис-
ta настила. Для предотвращения этого может быть принято решение, как показано на
рис. 14.7.
Асфальтобетон 2x4 см
“ПОЛИБИГ
"ПОЛИКРОВ Р-200"
Водоотводная
“ПОЛИКРОВ М-140"
СОСТАВ №1 1.5-2.0 мм
ПРИМАСТИК 250 мкм
Рис. 14.8
Уклон тротуара 4% направлен к проезжей части. Покрытие тротуара уперто в
\ ши основания перил, который поднят над поверхностью плиты на 10 мм для сво-
' ого пропуска воды. В этой зоне с наружной стороны обычное лакокрасочное по-
► не усилено двумя слоями 2х250 мкм цинконаполненного эпоксидного грунта
Hi 11МАСТИК. Зона проветривается и может быть окрашена без нарушения покрытия
с наружной стороны моста.
»» 3-941
14. Защита моста от коррозии
515
Ось водоотвода устроена вблизи тротуара, куда направлены уклоны с проезжей
части и со стороны тротуара. В зонах устройства водоотводных трубок регулярную
защиту от коррозии следует усилить, как показано на рис. 14.8.
Водоотводная воронка при наезде колеса давит своими ограничителями на слои
защиты плиты. Поэтому в зоне опирания воронки слои покрытия настила плиты уси-
лены, например как показано на рис. 14.8:
-	этилсиликатный цинконаполненный грунт (ЦВЭС) 80-100 мкм,
-	эпоксидный цинконаполненный грунт ПРИМАСТИК	250 мкм,
-	эпоксидный цинконаполненный компаунд	1.5-2.0 мм,
Далее выполнены обычные слои основания покрытия проезжей части.
ЛИТЕРАТУРА
1.	СНиП 2.03.11-85. Защита строительных конструкций от коррозии.
2.	ГОСТ 9.402-80. Покрытия лакокрасочные. Подготовка металлических поверхностей перед
окрашиванием.
3.	ГОСТ 2789-73. Шероховатость поверхности. Параметры, характеристики и обозначения.
4.	ГОСТ 14792-80. Детали и заготовки, вырезаемые кислородной и плазменно-дуговой pel-
кой. Точность, качество поверхности реза.
5.	СНиП 2.05.03-84. Мосты и Трубы. Нормы проектирования.
6.	СНиП Ш-18-75. Металлические конструкции. Правила производства и приемки работ при
изготовлении и монтаже металлоконструкций. Разделы 1 и 9.
7.	СНиП 3.03.01-87. Несущие и ограждающие конструкции. Правила производства и прием-
ки работ.
8.	СНиП 3.06.04-91. Мосты и трубы. Правила производства и приемки работ.
9.	ISO 12944-1:1998. Лаки и краски - защита от коррозии стальных конструкций системами
защитных покрытий.
14.	ЗАЩИТА МОСТА ОТ КОРРОЗИИ............................................................ W
14.1.	ЗАЩИТА ОТ КОРРОЗИИ НА ОСНОВАНИИ ISO 12944.....................................
14.1.1.	Срок службы...............................................................
14.1.2.	Здоровье и безопасность...................................................
14.1.3.	Классификация окружающей среды............................................
14.1.4.	Основные критерии проектирования..........................................
Доступность.......................................................................
Требования к кромкам и к поверхности..............................................
14.1.5.	Типы поверхностей и их подготовка.........................................
14.1.5.1.	Типы защищаемых поверхностей............................................
14.1.5.1.1.	Стальные непокрытые поверхности.......................................
14.1.5.1.2.	Стальные поверхности, покрытые металлом...............................
14.1.5.1.3.	Стальные поверхности покрытые межоперационным грунтом.................
14.1.5.1.4.	Стальные поверхности ранее окрашенные.................................
14.1.5.2.	Способы подготовки поверхностей.........................................
14.1.5.2.1.	Промывка водой и химическая очистка...................................
14.1.5.2.2.	Механическая очистка..................................................
14.1.5.2.3.	Очистка пламенем......................................................
14.1.5.3.	Степени подготовки поверхности..........................................
14.1.5.3.1.	Стальные непокрытые поверхности.......................................
14.1.5.3.2.	Покрытые поверхности..................................................
14.1.5.3.3.	Шероховатость поверхности.............................................
14.2.5.3.4.	Подготовка металлизированной поверхности..............................
14.1.5.3.5.	Подготовка ранее окрашенных поверхностей..............................
14.1.6.	Системы защитных покрытий.................................................
14.1.6.1.	Заводская грунтовка.....................................................
14.1.6.2.	Системы красок.........
14.1.7.	Охрана окружающей среды...................................................
14.2.	ОТВОД ВОДЫ С МОСТА............................................................
Примеры сбора и отвода воды с проезжей части......................................
ЛИТЕРАТУРА......................................................................
516
14. Защита моста от коррозии
15.	МОСТЫ ПО УКРАИНСКИМ ПРОЕКТАМ
В данной главе описаны конструкции некоторых вантовых мостов, запроекти-
рованных в Киеве. Конструкции этих мостов совершенствовались с приобретением
опыта, а также с расширившимися возможностями использования вычислительной
техники и новой информации. Если при проектировании Московского моста в Киеве
единственным инструментом инженера была логарифмическая линейка, то уже при
проектировании последних мостов, использовались прекрасные программы МКЭ, ин-
тегрированные в среду Windows. Но следует отметить, что при проектировании Мос-
нского моста не было известно многих опасностей, которые могут подстеречь про-
гировщика, что несколько упрощало проектирование.
15.1.	МОСКОВСКИЙ МОСТ ЧЕРЕЗ ДНЕПР В КИЕВЕ
Московский мост, вошедший в комплекс сооружений Московского мостового
'рехода через Днепр в Киеве, был введен в эксплуатацию в декабре 1976 года. Фото-
афия моста помещена в гл. 2 (рис.2.30).
К концу 60-х годов в мире было построено около десятка вантовых мостов со
тльными балками жесткости, основная часть из которых находится в Европе. Мосто-
;>оение в бывшем СССР было полностью изолировано от западного опыта. Но в то
1 время его уровень был достаточно высок для того, чтобы начать строительство
1ыпого вантового моста, полагаясь полностью на собственные силы.
Первым в бывшем СССР большим вантовым автодорожным мостом стал Мос-
- in кий мост через Днепр в Киеве. Мост предназначен для пропуска 6-ти полос авто-
iiii порта и трубопроводов большого диаметра. Схема вантовой части изображена на
~	15. Мосты по украинским проектам	51У
рис. 15.1.1. Главным инженером проекта моста был Г.Б. Фукс, главным архитектором
проекта А.В. Добровольский.
Непривычно большой 300-метровый пролет моста был обоснован следующей
ситуацией. Створ моста оказался на 800 м выше по течению существующего железно-
дорожного Петровского моста с пролетами по ПО м, а угол подхода фарватера соста-
вил 65°.Для того, чтобы избежать навала судов на опоры, которые случались и до по-
стройки Московского моста, требовалось перекрыть практически все русло Днепра
одним пролетом 270-300 м.
Асимметричная однопилонная схема по фасаду моста продиктована тем, что
пилон, расположенный на низком левом берегу в парковой зоне, зрительно должен
«уравновесить» высотную застройку правого берега.
115.0
50.0
Рис.15.1.3
Балка жесткости вантового пролетном >
строения неразрезная трехпролетная, по схем
84+300+63 м защемлена в устое-противовесе »
подвижно оперта на пилоне и опорах. В пош
речном сечении выполнена из двух коробок 3.
на 5 м, объединенных поверху ортотропной пли
той проезжей части (рис. 15.1.2). Ширина балки
жесткости 31,4 м. Ортотропные плиты изготок
лены с полосовыми продольными ребрами, мои
тажные стыки которых на высокопрочных бол
тах. Автоматическая сварка применена для сты
ков ортотропных плит и стенок главных балок
Узлы анкерения вант выполнены на высок»
прочных болтах.
А-образный пилон высотой 125 м реали ь
ван из монолитного железобетона с обычным а,
мированием. Сечение ног пилона коробчаз»
(рис. 15.1.3). Канаты вант состоят из 91-й пара
лельно уложенной проволоки диаметром 5 м
(см. гл. 11). Ванты состоят из раздельно идущи
канатов, объединенных воедино только вниз
Количество канатов в вантах от 23 до 40 шт.
Расчет моста велся в линейной постанов
(кроме стадии монтажа вант) с использование
плоской расчетной схемы. Пространствен^
расчеты были произведены для оценки распред
ления нормальных напряжений в местах опир.
ния балки жесткости на опоры и в зонах анкер»
ния вант. Корректировка значений линейном
518
15. Мосты по украинским проектам
расчета была выполнена введением коэффициентов редукции, которые были опреде-
лены в пространственном расчете.
Многое при проектировании и строительстве Московского моста пришлось ре-
шать впервые. Это касается не только необходимости создания новых расчетных ме-
тодик, но и необходимости разработки новых конструктивных решений. Головной
проектной организацией был институт Киевский филиал «Союздорпроекта» (в на-
стоящее время АОЗТ «Киевсоюзшляхпроект», головной подрядной - МОСТОСТРОЙ
№ 1 (сейчас АТ МОСТОБУД). Активное участие в научных исследованиях принимали
Центральный Научно-исследовательский Институт Транспортного Строительства
(ЦНИИС) и его Киевский отдел, а также Институт Электросварки им. Э. О. Патона АН
Украины. Отработка технологии изготовления ортотропных плит была выполнена на
Воронежском мостовом заводе. Канаты были изготовлены на специальной установке,
запроектированной СКБ МОСТОСТРОЯ № 1. Впервые в отечественной практике ши-
рокомасштабно на монтаже сочетались сварные соединения и соединения на высоко-
прочных болтах. При этом узлы, недоступные для автоматической сварки, объединя-
лись только на болтах (узлы анкерения вант). Был выработан модульный принцип кон-
струирования балки жесткости с ортотропными плитами, повлиявший впоследствии на
многие проекты. Была разработана оригинальная конструкция канатов вант и их ан-
керных закреплений. На примере пилона Московского моста были показаны преиму-
щества железобетона как материала для пилонов больших мостов. Конструктивно-
технологические проработки и опыт проектирования и строительства Московского
моста были использованы в конце 70-х годов на Вантовом мосту в Риге в Латвии.
15.2.	ВАНТОВЫЙ МОСТ ЧЕРЕЗ ДАУГАВУ В РИГЕ
Вантовый мост через Даугаву в Риге с рекордным пролетом 312 м был введен в
•ксплуатацию в июле 1981 года. Его строительство выполнял МОСТООТРЯД 17
МОСТОСТРОЯ 5. Проект был выполнен институтом КИЕВСОЮЗДОРПРОЕКТ.
Фотография моста помещена в гл. 2, рис. 2.31. Мост соединяет левобережную
чисть города с центральной частью и примыкает к Старой Риге. Архитектурный образ
моста должен был гармонировать с высокой застройкой правого берега Даугавы,
Шведской крепостью, с Домским собором и с собором Святого Петра. Столь ответст-
нная задача была успешно решена главным архитектором проекта А. Е. Гавриловым,
'литовый мост через Даугаву в Риге по схеме 90+312+87+65 м имеет асимметричную
шопилонную схему (рис. 15.2.1).
15. Мосты по украинским проектам
Ванты идут в одной плоскости по оси моста, и в отличие от Московского моста,
где ванты сконцентрированы, в Риге они рассредоточены по пролету в виде пучков из
6 канатов. Конструктивнно-технологические решения по пролетному строению и пи-
лону аналогичны киевскому мосту.
Балка жесткости в поперечном сечении состоит из трех коробок, шириной по
5,3 м каждая, с симметричными консолями по 6.3 м усиленными подкосами из угол-
ков. Полная ширина балки жесткости 28.60 м (рис. 15.2.2).
Ребра жесткости ортотропных плит полосовые. Монтажные стыки ребер на вы-
сокопрочных болтах. Во фрикционных соединениях одна из контактных поверхностей
имела клеефрикционное покрытие. Канаты вант практически той же конструкции и из-
готовлены у моста на установке привезенной из Киева. Узлы анкерения вант в балке
жесткости выполнены с использованием траверсных балок пролетом 5.3 м, которые
прикреплены к стенкам на высокопрочных болтах. На пилоне и в устое для анкерения
канатов использованы стальные трубы омоноличенные в бетоне и ориентированные по
направлению вант. Такое решение позволяет, в отличие от Московского моста, при не-
обходимости произвести замену любого каната.
Регулярное сечение
Сечение в местах анкерения еант
I
Рис.15.2.2
Монтаж балки жесткости производился из отдельных секций, перевозимых на-
плаву. Секции, весом до 1400 тс, собирали на берегу на сборочном стапеле и затем вы
катывали на пирс и доставляли на плавучей опоре в створ моста, где устанавливали н
временные и постоянные опоры. Затем отдельные секции стыковались полным попе
речным сечением с использованием монтажных вставок. Пилон высотой 110м бето
нировался в переставной опалубке. Темпы бетонирования составили 12-15 м в месяц
Монтаж канатов вант был выполнен с использованием специальных тележек, которы
перемещались по ранее смонтированному канату и перемещали в захватах монтируе
мый канат. Такая технология позволила заводить канаты в анкерные устройства с ма-
лыми усилиями, обеспечила высокие темпы монтажа и сохранность оплетки заводи-
мых канатов.
В отличие от Московского моста в Киеве, где направленное изменение усилий
балке жесткости носило ограниченный характер, на мосту в Риге за счет корректоров
ки длин канатов было выполнено регулирование изгибающего момента в корне пилон
и в двух сечениях балки жесткости. Этому способствовало развитие вычислительно!
техники и наработанные методики расчета.
520
75. Мосты по украинским проектам
15.3. ЮЖНЫЙ МОСТ ЧЕРЕЗ ДНЕПР В КИЕВЕ
Южный мостовой переход через Днепр в Киеве включает в себя три больших
сооружения.
В начале перехода расположена транспортная автодорожная развязка в трех
уровнях на Столичном шоссе. Развязка выполнена в основном из сборного железобе-
юна. Суммарная длина эстакад криволинейных конструкций развязки превышает 800
м. Радиусы кривых на съездах развязки до 50 м.
От транспортной развязки к Днепру ведет неразрезная балочная автодорожная
стакада длиной 1250 м. Эстакада выполнена раздельной под каждое направление
нижения, из сборных преднапряженных блоков ПРК с пролетами 42 м. Эстакада была
ооружена по-пролетно на перемещающихся подмостях.
Главным и наиболее сложным сооружением перехода является Южный мост че-
-сз Днепр в Киеве, совмещенный под метрополитен и автодвижение. Мост состоит из
,нух отличных конструктивно и по статической схеме частей:
•	железобетонной балочной эстакады с пролетами 79.0 м длиной 663 м;
•	комбинированной вантовой, с главным пролетом 271 м длиной 565 м.
Движение автотранспорта и поездов метро выполнено в одном уровне. Два пути
метрополитена расположены по оси моста и занимают с ограждениями примерно 10 м
ширины пролетного строения. Автомобильные проезды, по три полосы движения в
каждом направлении, (12.25 м между колесоотбоями) по краям. Тротуары с шириной
и свету 1.1м, расположены за автопроездами в одном уровне с ними. Полная ширина
пролетного строения по наружному краю перил 41.6 м. По мосту проложены трубо-
проводы большого диаметра: 2 трубы теплотрассы 0 1220 мм; 2 трубы водопровода
О 1220 мм. Помимо этого, в пролетном строении моста размещены кабельные комму-
никации.
Мостовой переход построен по проекту института «КИЕВСОЮЗДОРПРОЕКТ»
МОСТООТРЯДАМИ 2, 103 и 112 треста МОСТОСТРОЯ № 1. Проект производства
абот разработан СКВ «МОСТОСТРОЯ № 1». Его строительство было начато в 1983 г.
1 Ice строительные работы по мосту были окончены в 1990 г. и мост был открыт для ав-
одвижения. Движение поездов метро было начато в 1992 г. одновременно с открыти-
м линии метро.
15. Мосты по украинским проектам
321
15.3.1	. ЭСТАКАДНАЯ ЧАСТЬ МОСТА
Неразрезная эстакадная часть моста с пролетами по схеме 50.0 + 7*79.0 + 59.5 м
и длиной 663 м от опоры № 0 (устой правого берега) до опоры № 9 выполнена из же-
лезобетона (рис. 15.3.1).
Рис. 15.3.1. Южный мост через Днепр в Киеве. Железобетонная эстакадная часть
Опоры моста собраны из сборных железобетонных контурных блоков с моно-
литным железобетонным ядром с шириной по фасаду моста 4.0 м.
Фундаменты русловых опор выполнены на опускных железобетонных колодцах
с плановыми размерами 8 х 26 м и глубиной заложения ножа 68.0 м и на буровых сва-
ях 0 1,4 м, заглубленных до отметки 53.0 м. Бетон свай защищен от разрушения в
пределах свободной воды и до уровня местного размыва стальными трубами 1420*14.
В поперечном сечении пролетное строение состоит из трех сборных железобе-
тонных продольно преднапряженных коробок со сборными консолями, объединенных
монолитными железобетонными стыками (рис. 15.3.2).
Рис. 15.3.2. Поперечное сечение эстакадной части Южного моста
Члененные по длине коробки образованы из сборных железобетонных блоков
«К», изготовленных на Днепропетровском заводе железобетонных конструкций. Бло-
ки, в отличие от ранее применявшихся в бывшем СССР, имеют постоянные наружные
размеры. Высота блоков составляет 3.40 м; ширина поверху 11.2 м; длина вдоль моста
равна 1.98 м и 1.50 м - соответственно для рядового и опорного блоков. Утолщение
нижней плиты и стенок в опорных зонах выполнено за счет изменения внутренних
размеров. Вес блоков колеблется в пределах 40-54 тс (рис. 15.3.3).
522
75. Мосты по украинским проектам
Сечение на опоре
(диафрагма на показана)
Сечение в пролете
(регулярное сеченте)
Рис.15.3.3. Поперечное сечение блоков «К»
Монтаж блоков выполнялся в консольных схемах со сборкой надопорного
участка, состоящего из пяти блоков. Далее шел по блочный уравновешенный монтаж
с использованием специально разработанных для этого монтажных агрегатов.
2 06	19’1.985 = 37.72	1500	19 4.985 = 38.72
Рис.15.3.4. Схема напряженного армирования рядового пролета 79.0 м
Монтажные агрегаты выполняли следующие основные функции: подъем и установка
>ка в проектное положение; наличие подмостей для работы персонала и необходи-
. оборудование для натяжения высокопрочной арматуры; автономное перемеще-
: агрегата в новое положение.
В качестве монтажной и рабочей напрягаемой арматуры использованы пучки из
семипроволочных прядей, натягиваемые на усилие в 180 тс. Пучки размещены в ка-
iax диаметром 90 мм и заинъектированы цементным раствором. Схема напрягаемо-
армирование показана на рис.15.3.4.
В опорной зоне в верхней плите размещено 88 пучков; в середине пролета в
। кней плите размещено 36 пучков. Блоки объединены на клеевых стыках на основе
 'ксидной смолы ЭД20, наполненной каолином. Консоли объединены монолитными
11ками. Бетон монолитных и сборных блоков класса В45, марок F200 и W6.
Работы по изготовлению блоков на заводе и их монтажу постоянно координиро-
вались. В процессе монтажа велся постоянный геодезический контроль геометрии
монтируемых консолей. Все отклонения в плане и в профиле фиксировались, и при
превышении установленных допусков вносились коррективы в опалубочные размеры
блока, изготавливаемого в этот момент на заводе.
15.3.2	. ВАНТОВАЯ ЧАСТЬ МОСТА
Балка жесткости вантовой части моста от опоры № 9 и до опоры № 14 состоит
двух конструктивно отличных между собой частей - железобетонной и стальной
с. 15.3.5).
ЗВ
75. Мосты по украинским проектам
Железобетонная двухпролетная балка расположена справа от пилона и является
противовесной частью главного вантового пролета моста. Слева от пилона расположе-
на стальная трехпролетная балка. Главный пролет моста в 271 м обеспечивает необхо-
димый судоходный габарит. Стальная и железобетонная балки шарнирно оперты в пи-
лон. Пилон моста выполнен из монолитного железобетона. Ноги пилона размещены в
зоне между авто- и метропроездами. Верх пилона от уровня проезда НО м. Ванты
моста из витых закрытых канатов диаметром 62 мм находятся в двух плоскостях в зоне
между авто- и метропроездами.
Рис.15.3.5. Южный мост через Днепр в Киеве. Вантовая часть
Опоры моста собраны из сборных железобетонных контурных блоков с моно-
литным железобетонным ядром.
Фундаменты всех русловых опор и пилона выполнены на опускных железобе-
тонных колодцах. Плановые размеры колодцев опор 8x26 м; глубина заложения 68.0 м.
Плановые размеры колодца пилона 27x13 м; глубина заложения 59.0 м.
15.3.2.1	. СТАЛЬНАЯ БАЛКА ЖЕСТКОСТИ
Неразрезная трехпролетная балка жесткости стального вантового пролетного
строения по схеме в осях опирания 268 + 90 + 80.5 м, длиной 439 м, вертикально опер-
та на опорах № 12 - № 14 и вертикально и горизонтально на пилон (опору № 11).
Сталь балки жесткости 10ХСНД-2 по ГОСТ 6713-75. Высокопрочные метизы по
ГОСТ 22353(..56)-77. Конструкции пролетного строения и высокопрочные метизы из-
готовлены на Воронежском мостовом заводе.
Поперечное сечение балки жесткости показано на рис. 15.3.6.
Полная ширина балки жесткости равна 41.60 м. Вылет консоли 6.5 м. Ширина в
осях стенок большой коробки 8.04 м; ширина малой коробки 1.60 м. Появление малой
коробки вызвано необходимостью устроить в ней узлы анкерения вант. Расстояние
между коробками в осях стенок составляет 9.2 м. Высота стенок малой коробки посто-
янна по длине моста и равна 3200 мм. Высота вертикала наружной главной балки на
150 мм меньше за счет поперечного уклона.
Погонный вес балки жесткости изменяется по длине от 15 до 18 тс/м. В месте
примыкания балки жесткости к пилону между коробками понизу, на длине 12 м уст-
роена сплошная плита для передачи распора от вант; вес балки в этом месте доходит
до 24 тс/м. Суммарный вес балки жесткости пролетного строения около 7400 тс.
524
15. Мосты по украинским проектам
Рис.15.3.6. Поперечное сечение пролетного строения вантовой части
ОРТОТРОПНЫЕ ПЛИТЫ АВТОПРОЕЗДА
Для ортотропных плит автопроезда применена стандартная для бывшего СССР
конструкция с полосовыми продольными ребрами. Пролет продольных ребер - рас-
стояние между поперечными балками равно 2.5 м. Высота для всех ребер постоянная и
равна 200 мм; толщина изменяется от 12 до 20 мм. Толщина листа настила меняется от
12 до 20 мм. Сечение поперечных балок: стенка 800*12 мм; нижний пояс 200*20 мм.
Плановые габаритные размеры монтажных элементов ортотропных плит составляли
12.5 * 2,5 м.
Ортотропная плита консоли, имеющая вылет 5.6 м, поддержана по кромке про-
дольной вспомогательной балкой. Высота вертикала вспомогательной балки 1200 мм;
нижний пояс 400*20 мм. Такое решение позволило отказаться от устройства подкосов
в створе поперечных балок для поддержания консоли, поскольку вспомогательная
балка за счет своей изгибной жесткости вовлекает в совместную работу несколько ря-
дом стоящих поперечных балок ортотропной плиты при сосредоточенном расположе-
нии временной нагрузки над одной из них.
Лист настила ортотропных плит стыковался на монтаже многопроходной авто-
матической сваркой сплошной проволокой на медной подкладке с ручной подваркой
корня шва. Стыки продольных ребер, стенки и нижнего пояса поперечных балок вы-
полнены с помощью клеефрикционных соединений на высокопрочных болтах М22 и
М24. Клеефрикционное покрытие наносилось только на накладки и представляло со-
бой эпоксидный клей с внедренным в него карборундовым порошком. Контактные по-
верхности основных конструкций очищались металлическими щетками. Натяжение
высокопрочных болтов в основном выполнялось пневмогидравлическими ключами.
Плиты коробки перед монтажом укрупнялись по ширине по три. Стык листа на-
стила ортотропной плиты, примыкающей к верхнему поясу малой коробки, был вы-
полнен с подрезкой кромки плиты, а стык с поясом крайней главной балки - без при-
резки, также, как и стык листа настила укрупненной консоли с поясом главной балки
15. Мосты по украинским проектам
525
ОРТОТРОПНЫЕ ПЛИТЫ ПУТИ МЕТРО
Для ортотропных плит метропроезда применена новая оригинальная конструк-
ция (Авторское Свидетельство № 1158650). Его суть заключается в отказе от узла пе-
ресечения продольных ребер и поперечных балок (рис. 15.3.7).
1520
Такой узел - наиболее неприятное место на плите с точки зрения зарождения устало-
стных трещин. Поэтому, применение плиты с такими узлами допускается только при
устройстве езды на балласте. Для вантового моста с таким пролетом нагрузка от бал-
ласта привела бы к существенному увеличению объемов конструкций пролетных
строений.
В данной конструкции все продольные ребра расположены сверху от листа на-
стила, а поперечная балка снизу. Мостовые брусья оперты и закреплены к поясному
листу 600*20 мм, приваренному к повышенным продольным опорным ребрам. Для
обеспечения проектного профиля пути метро пояс на момент опускания балки жестко-
сти на вантах отсутствовал. Высота свободно стоящих опорных ребер составляла 350
мм от настильного листа. После того, как пролетное строение приняло на себя боль-
шую часть постоянных нагрузок, ребра были подрезаны по требуемому профилю пути.
Для обеспечения поперечной жесткости и исключения коррозии, пространство между
ребрами было заполнено армированным бетоном, после чего верхний пояс был прива-
рен к ребрам автоматической потолочной сваркой с прерыванием дуги в среде защит-
ных газов, специально разработанным для этих целей в ИЭС им. Е.О.Патона, свароч-
ным агрегатом. За один проход был выполнен катет потолочного шва 16 мм. После
приварки листа остаток полости был заполнен цементным раствором.
УЗЛЫ АНКЕРЕНИЯ ВАНТ
Как было отмечено, узлы анкерения вант размещены в «малых» коробках. Ко-
робки вместе с узлами анкерения полностью изготовлены на заводе.
Узлы расположены группами по три через 2.5 м по длине балки. Расстояние ме-
ду группами 10.0 м. Канаты вант оперты через систему шайб на наклоненные по оси
ванты, траверсные балки. Балки при помощи фланцевых уголков прикреплены к стен-
кам коробок на высокопрочных болтах М24.
На пояса траверсных балок установлена опорная шайба, в которой образовано
отверстия для пропуска анкера и сферической выпуклой неразъемной шайбы. Анкер
каната вместе со сферической шайбой оперт на сферическую разъемную шайбу, кото-
рая фиксируется в отверстии опорной. Между сферической выпуклой шайбой и тор-
цом анкера устанавливается пакет разъемных шайб для корректировки длины каната.
526
15. Мосты по украинским проектам
Сферические шайбы требуются для свободной ориентации каната при установке стяж-
ного устройства их объединения. На поверхности коробки установлен кожух. В кожу-
хе установлен дубовый вкладыш, который фиксирует положение канатов, не допуская
колебания в зоне анкеров. Кожух также позволяет выполнить герметизацию входа
вант в коробку (рис.15.3.7).
Рис. 15.3.7. Узел анкерения вант в балке жесткости
УЗЕЛ ПРИМЫКАНИЯ БАЛКИ ЖЕСТКОСТИ К ПИЛОНУ
Балка жесткости пролетного
строения оперта на пилон при помощи
системы вертикальных и горизонталь-
ных опорных частей. Опорные части
обеспечивают поворот и незначитель-
ные продольные перемещения (рис.
15.3.8). Распор, горизонтальная состав-
ляющая усилий от вант, около 18 000 тс
передается на пилон при помощи 18
горизонтальных опорных частей, уста-
новленных по нижней ортотропной
плите. Продольные ребра нижней пли-
ты усилены и сближены.
Вертикальная составляющая пе-
редана на 6 ограничено подвижных
опорных частей, расположенных под
стенками балки жесткости.
Рис.15.3.8. Узел опирания балки на пилон
75. Мосты по украинским проектам
527
Столь необычная передача распора - по нижней плоите, а не по центру тяжести про-
летного строения вызвана тем, требовалось разгрузить наиболее нагруженные ближ-
ние к пилону ванты. Так как, цент тяжести сечения находится на расстоянии 1.8 м от
центра приложения распора, то при наибольшем значении распора 18 тыс.т, за счет
эксцентриситета создается момент 32 тыс.тм.
ОДНОКАТКОВЫЕ ОПОРНЫЕ ЧАСТИ
Стальная балка жесткости оперта на опорах № 12, № 13 и № 14 на подвижные
однокатковые опорные части под реакцию до 2200 тс .
Рис. 15.3.9. Однокатковая опорная часть
Каток опорных частей и наплавка ба-
лансиров выполнены из высокопроч-
ной нержавеющей стали 40X13, ко-
торая имеет расчетное сопротивление
диаметральному сжатию 85 МПа, что
почти в 11 раз больше, чем для стали
35Л, из которой производятся типо-
вые катковые опорные части. Такая
высокая прочность позволила при
диаметре катка 240 мм, передавать на
его погонный см более 20 тс.
Системы противоугона вы-
полнены из шевронных шестерней,
которые одновременно обеспечивают
передачу поперечных усилий. Балка в
одном сечении оперта на 6 опорных частей, установленных под стенками. 2 из опор-
ных частей - поперечно неподвижные; остальные - поперечно подвижные. Подвиж-
ность обеспечивается за счет установки под нижний балансир полированного листа и
фторопластовых пластин (рис. 15.3.9).
15.3.2.2	. ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЕ ВАНТОВОЕ ПРОЛЕТНОЕ СТРОЕНИЕ
Балка жесткости железобетонного вантового пролетного строения состоит из
двух неразрезных пролетов (по схеме 60+60 в осях опираний), опертых на опоры № 9,
№ 10 и № 11. Общий вид железобетонной вантовой части показан на рис. 15.3.10
Пролет 9-10 является по назначению пролетом-противовесом. В нем выполнено
анкерение канатов вант-оттяжек, усилия в которых вызывают отрыв пролетного
строения от опор. Для создания постоянного прижима пролетного строения к опорам
при всех комбинациях нагружений конструкция пролетного строения специально утя-
желена - масса погонного метра превышает 200 т. Кроме этого, на опоре № 9 устроен
прижим конца пролета к опоре на реакцию 2000 тс.
Распор, создаваемый вантами (более 18 000 тс), передается на пилон (опору
№ 11) и, в большой степени, уравновешивается распором, приходящим со стального
пролетного строения. Распор воспринят специальными ограниченно подвижными
опорными частями.
У пилона изменено положение труб теплотрассы, поэтому конструкция пролет-
ного строения в этой зоне претерпевает значительные изменения и выполнена в моно-
литном варианте.
528
15. Мосты по украинским проектам
Рис.15.3.10. Вантовое пролетное строение. Железобетонная часть
15.3.2.2.1	. КОМПОНОВКА ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ ПРОЛЕТА 9-10
Основная цель, намеченная при проектировании пролетного строения, состояла
поиске таких конструктивных решений, которые бы были конструктивно необходимы,
и в то же время были просты, обеспечивали требуемый большой собственный вес кон-
струкции.
В основу конструкции железобетонного пролетного строения вантовой части
были положены сборные, несколько измененные, блоки «К», из которых смонтирована
регулярная железобетонная часть моста. Поперечное сечение в анкерном пролете 9-10
показано на рис.15.3.11. Поперечное сечение, в отличие от регулярной части моста,
поперечно преднапряжено.
Рис.15.3.11. Поперечное вантового пролетного строения сечение в пролете 9-10
75. Мосты по украинским проектам
529
Центральный блок «К» выполнен-с укороченными консолями и аналогичен опор-
ному блоку регулярной части, в котором утолщена нижняя плита и стенки. Укорочение
консолей потребовалось для размещения каналообразователей узлов анкерения вант.
Верхняя плита блока снабжена арматурными выпусками и закладными деталями для
связи с вышеуложенным бетоном. По низу коробок размещены закладные детали для
крепления столиков распорки-пригруза. Собственный вес блока около 52 тс. Крайние
блоки «К», помимо выпусков на верхней плите, имеет бетонные упоры-приливы, для
анкерения поперечной преднапряженной арматуры из 12 7-проволочных прядей. Каж-
дый прилив устроен под два анкера. Размер прилива вдоль моста 70 см. Собственный
вес блока около 54 тс.
Распорка-пригруз, установленная между коробками, испытывает осевые сжи-
мающие усилия (до 200 тс/м моста), возникающие при деформации поперечника. На
столики, установленные по низу коробок, уложены двутавры № 60, прикрепленные
болтами к столикам. Шаг балок вдоль моста 1 м, на нижний пояс двутавров уложены
железобетонные плиты, образующие сплошной настил между коробками в пролете 9-
10. Утяжеление создано за счет чушек чугуна, уложенных порядно на плиты и омоно-
личенного цементным раствором. Такое решение позволило увеличить массу пролет-
ного строения почти на 100 тс/м.
Для рационального размещения массы пригруза и создания естественного желе-
зобетонного массива в зоне анкерения канатов вант центральная коробка опущена вниз
по сравнению с регулярной частью, а крайние коробки соответственно повернуты во
внутрь с 2%-ным уклоном. Поворот выполнен относительно кромок наружных консо-
лей. Такое решение внешне незаметно, так как позволило не ломать фасадную линию
моста в месте сопряжения пролетов вантовой и регулярной частей. Уложенный объем
железобетонного массива составляет около 18 м3/м моста, суммарный вес около 45 тс.
Рис. 15.3.12. Поперечное сечение на опоре № 9
Узлы анкерения вант устраиваются в промежутке между укороченными консо-
лями блоков «К». В бетоне омоноличивания каналообразователей (класс В45) уложены
каналообразователи для продольного и поперечного армирования. Три пучка попереч-
ного армирования расположено по длине блока создают обжатие верхней плиты около
530
15. Мосты по украинским проектам
270 тс/м моста (каждый пучок состоит из 12 семипроволочных прядей). Продольное
армирование состоит из 20 пучков на каждую сторону (каждый пучок состоит из 19
семипроволочных прядей). Суммарное продольное усилие обжатия около 5600 тс. В
результате такого решения бетон омоноличивания узлов анкерения вант становится
обжатым в двух направлениях.
15.3.2.2.2	. УЗЕЛ ОПИРАНИЯ НА ОПОРУ № 9
На опоре № 9 выполнен постоянный прижим конца балки жесткости при помо-
щи 16 витых закрытых канатов 0 62 мм, которые были использованы для канатов вант
(рис. 15.3.12). Предварительное усилие натяжение канатов прижима составляет 20 тс;
предельное усилие - 180 тс.
15.3.2.2.3	. КОМПОНОВКА ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ ПРОЛЕТА 10-11
Поперечное сечение в пролете 10-11 аналогично сечению в пролете 9-10, пока-
занному на рис.15.3.11. Разница состоит в том, что утяжеления этой зоны не требуется
и отсутствует распорка пригруз, а также монолитный железобетон, уложенный по
верхней плите коробок, заменен легким бетоном. Его объем составляет около 13 м3.
15.3.2.2.4. КОМПОНОВКА ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ В ЗОНЕ ПРИМЫКАНИЯ К ПИЛОНУ
Рис. 15.3.13. Поперечное сечение у пилона
Поперечное сечение моста в месте примыкания к пилону трансформируется.
Трубы теплотрассы расположены в железобетонном пролетном строении между ко-
робками, на расстоянии 6.635 м до оси моста. На стальном пролетном строении трубы
теплотрассы расположены на расстоянии 2.9 м от оси моста. При переводе труб из од-
ного положения в другое, стенки центральной коробки должны быть «подрезаны»
(рис. 15.3.13).
На крайних коробках длина концевого монолитного участка равна 4 м, при этом
наружные опалубочные размеры сборной коробки сохранены. Изменения коснулись
лишь внутренних опалубочных размеров: установлена концевая диафрагма; нижняя
плита утолщена до 1 м.
15. Мосты по украинским проектам
531
Рис.15.3.14
Центральная коробка меняет свое сечение
для возможности пропуска трубы теплотрассы.
Длина монолитного участка равна 6 м. На стыке
монолитного и сборного участка устроена диа-
фрагма, поперечно обжатая четырьмя 12-пряде-
выми пучками.
Монолитный бетон коробок преднапряжен
12-прядевыми пучками.
На нижнем поясе коробок размещены 18 опор-
ных частей для передачи распора от вант. Конст-
рукция опорных частей и схема их установки по
фасаду моста аналогичны показанным на сталь-
ном пролетном строении (см. рис. 15.3.8).
15.3.2.3	. ПИЛОН
Общий вид пилона показан на рис. 15.3.14.
Пилон с двумя вертикальными стойками, распо-
ложенными на разделяющих автодвижение и
метропроезд полосах, в основном выполнен из
монолитного железобетона. Особенность конст-
рукции ног (стоек) пилона состоит в том, что
развитие их поперек моста ограничено габарита-
ми автотранспорта и метро. Развивать сечение
ног вдоль моста невыгодно, так как они стано-
вятся изгибно-жесткими и притягивают на себя
большие моменты при вынужденных смещениях
от вант. В уровне проездов сечение ног составля-
ет 2x5 м.
Для уменьшения гибкости ног пилона по-
перек моста горизонтальные распорки, установ-
ленные в двух уровнях, образуют раму. Кроме то-
го, увеличена жесткость ног поперек моста за счет
уравновешенного развития их сечения в стороны
(так, что центр тяжести не смещается) за счет
сборных элементов, охватывающих лестничные
марши со стороны автопроезда и монолитного
выступа, с другой стороны (рис.15.3.15).
Определяющей проверкой для сечений ног
пилона явилась проверка по п.3.100 СНиП о не-
допустимости образования продольных трещин
от нормальных сжимающих напряжений, огра-
ниченных значением Rb.mc2- Это привело к очень
интенсивному армированию сечения ног в месте
примыкания к цоколю (сечение армировано
строенными стержнями 036 А-Ш) и высоким
классом бетона В 50. Показанное сечение пилона
удалось реализовать только благодаря выпол-
ненному регулированию изгибающих моментов (см. ниже «Регулирование усилий»).
Размах изгибающих моментов в сечении ног пилона в уровне проезжей части, без ре-
532
15. Мосты по украинским проектам
гулирования составлял 180-420 МНм; после регулирования на -220 МНм размах мо-
ментов составил -40 +200 МНм.
15.3.2.4	. ВАНТЫ
Конструкция канатов вант и анкерных закреплений описана в гл. 11. В качестве
канатов вант применены витые закрытые канаты 0 62 мм. Каждая ванта сформирована
из пары таких канатов. Ванты, идущие в сторону главного пролета, имеют горизонталь-
ную ориентацию канатов, а в сторону железобетонной части - вертикальную. Конструк-
ция каната и анкера описана в гл. 11.
Общая масса канатов вант составила
750 т.
15.3.3	. НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ МОСТА
Вантовый Южный мост в Киеве отли-
чается от ранее построенных Московского в
Киеве и Вантового через Даугаву в Риге су-
щественно большей временной нагрузкой (6
нагрузок А-11 + 2 пути 5-вагонных поездов
метро), которая приводит к чрезмерно боль-
шим усилиям в элементах моста. Кроме то-
го, нагрузка от трубопроводов и от галереи
метро не является постоянной, поскольку
эксплуатация моста должна проходить как
при их наличии, так и без них. Таким обра-
зом, суммарная вертикальная не постоянная
нагрузка эквивалентна 20 полосам автомо-
бильной нагрузки А-11.
Столь значительная непостоянная нагрузка приводит не только к большим абсо-
лютным усилиям в элементах моста, но и к большому размаху этих усилий.
Удовлетворительное напряженно-деформированное состояние любого вантово-
го моста может быть получено только после проведения регулирования усилий в балке
жесткости, а в некоторых случаях в пилоне и в вантах. Так, на Московском мосту в
Киеве было выполнено регулирование изгибающих моментов в балке жесткости за
счет «опускания» на двух опорах. На Вантовом мосту в Риге помимо регулирования
изгибающих моментов в балке жесткости (на трех опорах) было также выполнено ре-
гулирования моментов в пилоне за счет укорочения береговых вант и соответствую-
щего удлинения русловых.
Регулирование усилий, которое выполнено на Южном мосту, было много слож-
ней, и описано в главе «Регулирование».
15. Мосты по украинским проектам
533
34-3-941
15.4.	ВАНТОВЫЙ МОСТ В ОДЕССКОМ ПОРТУ
В Одесском порту построены эстакады, которые пересекают чрезвычайно за-
строенную территорию порта, и тем самым создают транспортные коридоры для обра-
ботки поступающих в порт грузов. В начале одной из эстакад на въезде в порт со сто-
роны ул. Военный спуск расположен Вантовый мост. Обоснованность применения
вантовой схемы была вызвана необходимостью создать пролет 115 м с малой строи-
тельной высотой. Пролет расположен над железнодорожными путями и пересекает их
под острым углом. Для того, чтобы обеспечить необходимый подъем с уровня проезда
уличной сети до уровня проезда над электрифицированными железнодорожными пу-
тями, потребовался уклон 7.5% при строительной высоте балки жесткости 2 м.
Рис. 15.4.1. Общий вид моста
Мост был введен в эксплуатацию 30 мая 1998 г.
534
15. Мосты по украинским проектам
Заказчик - Одесский морской порт.
Проект вантового моста был разработан ТОО «Мосты и инженерные техноло-
гии».
Строительные работы выполняли подразделения треста АТ МОСТОБУД:
МОСТООТРЯД 2 - стальные конструкции; МОСТООТРЯД 23 - железобетонные кон-
струкции. Стальные конструкции готовил Днепропетровский завод металлоконструк-
ций им. Бабушкина. Витые закрытые канаты для вант изготовлены фирмой
“THYSSEN”
Балка жесткости вантового пролетного строения по схеме 35+114,7 м общей
длиной 150.5 м защемлена в устое противовесе и подвижно оперта на пилоне и проме-
жуточной опоре (рис. 15.4.1.).
В поперечном сечении балка жесткости вантового пролетного строения пред-
ставляет собой ортотропную плиту, опертую по краям на открытые главные балки (ГБ)
(рис. 15.4.2). Ширина балки жесткости переменная. В регулярной части моста ширина
поверху равна 12.8 м, а в районе узлов анкерения вант для того, чтобы не стеснять
проход, ширина равна 14.3 м. Выполнены поперечные уклоны от оси моста в стороны
по 2%.
Сечение в местах анкерения вант | Регулярное сечение балки жесткости
14 300 /2 = 7150
12800 /2 - 8400
10 000 /2
10 000 / 2
1400
Защитно-сцепляющий слой 2-3 мм
Металлизация 120 Мкм
Шаг поперечных балок 3 м
12 000
Вертикал 900 12
Нижний пояс 240*20
Рис. 15.4.2. Поперечное сечение балки жесткости
310
Рис. 15.4.3
Покрытие ортотропной плиты традиционно для отечественного мостостроения.
Пескоструйная очистка поверхности плиты, затем металлизация и защитно-
сцепляющий слой (эпоксидный клей + деготь + кероген) с ковриком шероховатости из
щебня и далее двухслойный асфальтобетон толщиной 8 см.
ГБ имеет двутавровое сечение. Нижний пояс
постоянного сечения 800*40 мм, а верхний пояс -
участок ортотропной плиты. Высота вертикальной
стенки ГБ постоянная и составляет 1740 мм. Для
обеспечения устойчивости нижнего пояса в условиях
сжатия от изгиба и сжатия от распора вант попереч-
ные ребра на стенке ГБ в местах присоединения по-
перечных балок ортотропных плит образуют рамный
узел. Регулярная толщина стенки ГБ равна 14 мм.
Длина монтажного элемента ГБ составляет 24 м.
Стыки ГБ: верхний пояс стыкуется как ортотропная плита; нижний пояс на стыковой
многопроходной сварке; стенка на парных накладках на высокопрочных болтах М22.
15. Мосты по украинским проектам
34*
Расстояние в осях ГБ составляет 12.00 м. Ортотропная плита проезжей части
выполнена с открытыми полосовыми продольными ребрами. При этом она имеет сле-
дующие отличия от применявшихся ранее плит: отсутствует верхний вырез в стенке
поперечной балки в месте пересечения с ребром; минимальная толщина листа настила
14 мм в соответствии с рекомендациями проекта Eurocode и американских мостовых
норм AASHTO (рис.15.4.3). Монтажные элементы ортотропных плит 2.5x12 м в пла-
не. Стыки плит: лист настила на автоматической многопроходной сварке на медной
подкладке; продольные ребра на парных накладках на высокопрочных болтах М22 со
средней вставкой. Шаг поперечных балок 3.0 м, расстояние между продольными реб-
рами 310 мм. Поперечные балки ортотропных плит, кроме работы на местную нагруз-
ку от колес транспорта, выполняют роль связей между ГБ. Поэтому сечение попереч-
ных балок развито: вертикальная стенка 800x12; нижний пояс 240x20. Стыки попереч-
ных балок на ВПБ на парных накладках, болты на стенке М22, а на поясе М24.
„	В местах анкерения вант устроены
Регулярное сечение пилона
проушины, которые являются продолже-
Рис.15.4.4
нием стенки ГБ. Вертикальная состав-
ляющая усилия в ванте передается при
этом непосредственно на стенку без до-
полнительных элементов. В этих местах
толщина стенки равна 25 мм, а верхняя
часть проушины, где образовано отвер-
стие для пальца диаметром 160 мм, имеет
толщину 40 мм. Листы 40 и 25 состыко-
ваны на сварке над верхней плитой. Вы-
ходящий из стенки лист проушины при-
варен к ортотропной плите двусторонни-
ми угловыми швами по контуру. Плоско-
сти проушин (в 4 случаях из шести) не
точно совпадают с плоскостями вант и ориентация проушины по направлению ванты
происходит за счет упругого изгиба проушины из плоскости.
Все стыковые соединения выполне-
ны на автоматической сварке и на высоко-
прочных болтах с пескоструйной очисткой
контактных поверхностей. Ручная сварка
применена только в местах подварки рос-
пусков и для вспомогательных конструк-
ций. Вес основных конструкций балки же-
сткости составил 605 тс, а приведенный
расход стали на квадратный метр моста -
310 кг.
Стальной пилон имеет коробчатое
поперечное сечение с переменным разме-
ром по фасаду от 1000 мм вверху и внизу и
до 1800 мм в центральной части.
Сечение поперек моста постоянное и со-
ставляет 1200 мм. Регулярное сечение пилона показано на рис. 15.4.4. Пилон оперт с
помощью шарнира на цокольную часть опоры (рис. 15.4.5).
Проушины шарнира пилона устроены при помощи соединений на высокопроч-
ных болтах (дающих люфт при постановке), что позволило обеспечить установку
пальца при минимальных зазорах в отверстиях. Для ориентации вант над осями ГБ ось
536
]5. Мосты по украинским проектам
Рис.15.4.6
пилона изломана поперек моста. Размер в осях ног пилона в верхней его части СОФТ*»*
ляет 12 м, а в нижней части для охвата балки жесткости 14,8 м. В местах и июма оси
установлены связи, которые воспринимают горизонтальные составляющие усилие а
пилоне и обеспечивают необходимую жесткость поперек моста. Вес основных мн-
рукций пилона составил 125 тс, а приведенный расход, отнесенный к площади
жесткости, равен 64 кг/м2. Внутри пилон имеет лестничные марши.
Материал основных конструкций балки жесткости и пилона сталь 10ХСНД 2 <
пределом текучести 390Мпа. Высокопрочные болты из стали 40Х“селект” диамечром
22 и 24 мм.
В качестве канатов вант впервые
для вантового моста построенного в
бывшем СССР были использованы кана-
ты «западного» производства. Ранее на
всех мостах использовались канаты оте-
чественного производства.
На Московском мосту в Киеве и
Вантовом через Даугаву в Риге исполь-
зованы канаты из параллельно уложен-
ных проволок, которые готовились на
месте. На мостах через Гавань в Киеве,
Шексну в Череповце и Южном в Киеве
применены витые закрытые канаты Вол-
гоградского канатного завода. Именно
опыт работы с витыми канатами на Юж-
ном мосту в Киеве заставил отказаться от
применения последних на одесском мос-
ту. Дело в том, что для стабилизации мо-
дуля деформации волгоградских канатов
и установки анкеров был построен стенд,
на котором работы продолжались более
года. Витые закрытые канаты фирмы
“Thyssen” диаметром 67 мм канатного
завода в Германии в г.Гильзенкирхене
имели мерную длину с установленными
анкерами и стабильный известный мо-
дуль деформации.
Кроме того, канаты имеют надеж-
ную защиту от коррозии, выполненную
за счет горячей оцинковки проволок и
заполнения полостей между проволоками
полиуретановым составом с цинковым наполнителем. Наибольшее расчетное усилие в
канате составляет 160 тс при разрывном более 500 тс. Величина статической и дина-
мической ползучести не более 0.15 мм/м.
Присоединение вант к балке жесткости на пилоне и устое выполнены при по-
мощи «серьги», в которой закреплен анкер каната (рис. 15.4.6). Серьга, имеющая двой-
ную проушину, шарнирно крепится к одинарным проушинам балки, пилона и устоя.
Между плоскостями серьги и проушины установлены фторопластовые шайбы толщи-
ной 5 мм.
15. Мосты по украинским проектам
537
Укл ла miws
Узел на vcmoe
Закладная ватаг» устоя
лист «О мм
16 0 36 А-Ш
Жвпгюбипон
Рис. 15.4.7
Анкер каната оперт на пакет подкладных шайб, позволяющий изменять длину
каната при монтаже. Подкладные шайбы передают давление на вилкообразную опор-
ную шайбу. Вся эта система оперта на две «щеки» из листа 32 мм, каждая из которых
прикреплена на 10 высокопрочных болтах М24 к плоским элементам серьги. Обработ-
ка контактных поверхностей пескоструйная. Для восприятия момента за счет эксцен-
триситета приложения давления от опорной шайбы относительно листов серьги, на
монтаже были приварены к листам «серьги» накладки и установлены стяжные резьбо-
вые элементы. Назначение стяжек - снять концентратор в угловой зоне накладки. Для
общей страховки, герметизации труднодоступных мест узла и улучшения внешнего
вида предусмотрены объемлющие, заполненные мелкозернистым бетоном кожухи.
Как было отмечено, присоединение серьги к пилону, балке жесткости и устою
выполнено однотипным - серьга крепится к одиночным проушинам (рис. 15.4.7). При
этом плоскость канатов не точно совпадает с плоскостью одиночных проушин. Канат
ориентируется по нужному направлению за счет поворота пальца (серьга соединяется
с проушиной при помощи пальца-шарнира диаметром 159'1 мм в отверстиях диамет-
ром 160+1 мм и изгиба серьги из плоскости и изгиба проушин.
Контроль напряженного состояния вантовой системы во многом определяется
соответствием теоретических и фактических усилий в вантах. Наиболее надежный
контроль может быть осуществлен по стрелке провисания каната; реальная точность
составляет при этом 1 см. После опускания балки жесткости и укладки асфальтобетона
была выполнена съемка стрелок канатов вант. Сопоставление фактических данных с
теоретическими значениями показало практическое совпадение результатов.
№ вант	Городская сторона					Морская сторона				
	Стрелки, мм		Усилия, тс		Разность ММ	Стрелки, мм		Усилия, тс		Разность ММ
	Проект	Факт	Проект	Факт		Проект	Факт	Проект	Факт	
4 и 6	0,112	0,119	89	84	-1	0,112	0,108	89	92	0
1 и 3	0,107	0,107	89	89	0	0,107	0,110	89	87	0
7	0,058	0,063	94	87	-1	0,058	0,063	94	87	-1
8	0,115	0,106	65	71	1	0,115	0,084	65	89	3
9	0,204	0,16	52	66	4	0,204	0,169	52	63	4
10	0,278	0,261	53	56	2	0,278	0,296	53	50	-2
11	0,249	0,236	79	83	1	0,249	0,233	79	84	2
12	0,238	0,263	108	98	-3	0,238	0,266	108	97	-3
538
15. Мосты по украинским проектам
15.5.	МОСТ-ФАКЕЛ ЧЕРЕЗ ШАЙТАНКУ В САЛЕХАРДЕ
В городе Салехарде в России силами СП МОСТОСТРОЯ 12 из Уренгоя ведется
строительство нового вантового моста. Двухполосный автодорожный мост должен
связать центральные районы города с аэропортом и пересечь русло реки Шайтанки.
Ранее первые построенные вантовые мосты были целиком подчинены инженер-
ной целесообразности, в последнее время архитектурные соображения являются опре-
деляющими, особенно для мостов с относительно малыми пролетами. Мост в Сале-
харде является именно тем мостом, в котором внешний облик подчинен архитектуре.
Идея вантового моста, пилон которого символизирует поднятую руку с горящим факе-
лом, принадлежит генеральному проектировщику моста, Московскому институту
ЗАО КУРОРТПРОЕКТУ. Главный архитектор проекта И.А.Василевский. На накло-
ненном в сторону главного пролета пилоне находится ресторан, к которому ведут
лифты, расположенные снаружи ног пилона (рис.15.5.1).
Проект моста разработан в Проектном Бюро АТ Мостобуд (Киев). Главный ин-
женер проекта М.М.Корнеев, руководитель группы Н.Н.Сарычева. Основная масса
конструкций была изготовлена на Курганском мостовом заводе в России.
ОХВАТ
Несмотря на относительно небольшие размеры, мост оказался достаточно слож-
ным для проектирования. Основные сложности были связаны со следующими вопро-
сами.
1.	Хорошо известны мосты, у которых пилоны наклонены по фасаду в сторону
от главного пролета. Такие схемы кажутся естественными, так как пилон своим собст-
венным весом как бы удерживает подвешенный пролет. Но схемы, у которых пилон
наклонен в сторону главного пролета, выглядят несколько необычными. Следует отме-
тить, что наклон пилона в любую сторону усложняет проектирование. При наклоне
возникает горизонтальная сила в основании пилона, восприятие которой требует до-
полнительных затрат. Кроме того, возникает неуравновешенность распоров в вантах и
в балке жесткости, что также требует дополнительных вложений материалов при про-
15. Мосты по украинским проекта»
539
ектировании устоя. При проектировании моста в Салехарде эти обстоятельства были
усугублены сложными геологическими условиями - мост расположен на слабо-
мерзлых грунтах.
2.	Расположение ресторана выше узлов анкерения вант было обязательным тре-
бованием главного архитектора моста. Лифты, поднимающие посетителей в ресторан и
пожарные эвакуационные лестницы, расположенные внутри пилона, должны прохо-
дить мимо вант и мест их закреплений. Это становится возможным только в том слу-
чае, если ванты закреплены не по оси ног пилонов. Изгибающие поперечные моменты
от эксцентричного закрепления вант суммируются с еще большими поперечными мо-
ментами, возникающими от ветровых воздействий за счет огромной подветренной
площади ног пилона с лифтами и рестораном.
3.	Внутренний объем ног пилона использован для размещения лестниц эвакуа-
ции посетителей ресторана. Это приводит к отсутствию естественных для таких конст-
рукций диафрагм, и существенно усложняет конструирование.
4.	Ресторан, расположенный на верху пилона имеет массу, соизмеримую с мас-
сой самого пилона. Такие условия приводят к возможным связным колебаниям систе-
мы балка-пилон, при которых крутильные частоты балки становятся близкими к из-
гибным частотам.
5.	Отдельная задача - обеспечение комфортности посетителей ресторана при
колебаниях пилона.
6.	Сооружение пилона, монтаж вант и поворот пилона вокруг опорного шарнира
требуют проведения оригинальных методов монтажа.
БАЛКА ЖЕСТКОСТИ
Балка жесткости имеет открытое поперечное сечение со строительной высотой
2.07 м (рис. 15.5.2).
Сечение в регулярной зоне	Сечение в зоне анкерения еант
Рис. 15.5.2. Поперечное сечение балки жесткости
Тротуары подняты над проездом, что обеспечивает организованный водоотвод с
моста и препятствует забрызгиванию пешеходов под мостом. Ортотропная плита про-
езда оперта на две главные балки постоянной высоты 2200 мм, расстояние между ко-
торыми составляет 13.5 м. Регулярный шаг поперечных балок 2.5 м уменьшается в
местах анкерения вант и в опорных зонах. Высота стенок поперечных балок 960 мм.
Лист настила толщиной 14 мм поддержан полосовыми продольными ребрами, идущи-
ми через 300 мм.
Балка подвижно оперта на опорах 1 и 2 и защемлена в устое-противовесе. Уси-
лия в балке регулируются за счет изменений усилий в вантах и за счет поворота торца
540
15. Мосты по украинским проектам
перед фиксацией в устое. Длина балки 151 м. Ширина балки в регулярной части равна
15.9 м, а в зоне анкерения вант - 16.7 м. Расход стали на несущие конструкции балки
составил 341 кг/м2.
ПИЛОН
По фасаду моста пилон шар-
нирно оперт на опору (рис.15.5.3).
Ноги пилона прямоугольного короб-
чатого сечения имеют ортотропную
конструкцию, созданную за счет сис-
темы продольных ребер и попереч-
ных конструкций, образованных ле-
стничными маршами. Лестничные
марши обеспечивают прямоугольный
габарит прохода шириной 0.9 и высо-
той 2.0 м в любой точке пилона.
Опиране пилона на литые
шарниры выполнено за счет системы
диафрагм, опирающихся торцами на
плиту верхнего балансира. Торцы
шести диафрагм высотой 2.5 ми
толщиной 40 мм обработаны совме-
стно; неплоскостность не превышает
0.3 мм. Шарниры допускают поворот
балансиров на ±20°. Такой поворот
дает возможность после фиксации
нижнего балансира в проектном по-
ложении (с наклоном 15° к горизон-
ту) вести монтаж пилона в верти-
кальном положении.
Анкерение вант выполнено в
плоскостях внутренних стенок ног
пилона при помощи проушин и паль-
цев. В зоне анкерения вант располо-
жен ригель, объединяющий ноги ме-
Рис. 15.5.3
жду собой, и частично воспринимающий изгибающий момент поперек моста. Одним
из сложных мест для конструирования является узел примыкания ригеля к пилону в
зоне анкерения вант. Монтажная сварка в таких объемах на высоте нерациональна, по-
этому большинство соединений выполнены фланцевыми на высокопрочных болтах.
Рядовые стыки пилона выполнены фрикционными на высокопрочных болтах.
В поперечном направлении ноги пилона защемлены в опоре, а сверху под рес-
тораном объединены ригелем. Пилон поперек моста имеет огромную ветровую по-
верхность. Ширина каждой ноги пилона, включая лифт, составляет 6.5 м, а подветрен-
ная площадь ресторана около 200 м2. Форма ноги неблагоприятна для обтекания вет-
ровым потоком и имеет коэффициент лобового сопротивления Сх =2.1. В результате
статический скоростной напор ветра на уровне ресторана равен 190 кг/м2, а пульсацм*
15. Мосты по украинским проектам

онная добавка увеличивает усилия в пилоне еще на 70%. Расчетная скорость ветра при
этом равна 56 м/с.
При таком ветре расчетным становится сочетание, когда временная нагрузка на
мосту отсутствует. Поперечные моменты в ногах пилона в месте опирания на шарнир
настолько велики, что не могут быть восприняты шарниром и требуют постановки до-
полнительных тяг - листовых шарниров (рис.15.5.4). Анкерные тяги позволяют
уменьшить неравномерность работы балансиров при ветре и обеспечить устойчивость
пилона при монтаже.
Рис. 15.5.4. Узел примыкания пилона к опоре
ВАНТЫ И ИХ ЗАКРЕПЛЕНИЯ
В качестве вант использованы витые закрытые канаты фирмы Брайдон, изготов-
ленные в Германии в городе Гильзенкирхене. Русловые канаты имеют диаметр 83 мм,
а береговые - 95 мм. Канаты снабжены анкерами. Нижние анкера цилиндрические, а
верхние вилочные. Прикрепление вилочных анкеров к пилону выполнено на пальцах
диаметром 220 мм.
б
Рис.15.5.5. Узлы закрепления вант в балке (а) и в устое (б)
Русловые канаты прикреплены к балке при помощи специальных проушин.
Нижние анкера береговых вант оперты на торцы трубчатых каналообразователей в ус-
тое (рис.15.5.5)._____________________________________________________________________
542	15. Мосты по украинским проектам
РАСПОРКА МЕЖДУ ПИЛОНОМ И УСТОЕМ
При вертикальном пилоне распор от балки жесткости уравновешен распором Й*
вант. В случае наклоненного пилона, распор от вант, передаваемый на устой болЫМ
распора, передаваемого балкой жесткости, на величину распора, который создает цВ
клонный пилон в основании. Величина неуравновешенного распора составляем около
700 тс.
Воспринять такую неуравновешенность, раздельно основаниями устоя и пилона,
возможно, но при этом существенно увеличится количество буровых свай в основани-
ях. Распорка, устроенная между фундаментами пилона и устоя, оказалась вчетверо
дешевле. Распорка выполнена из двух труб, диаметром 1420 мм, наполненных бето-
ном. Трубы объединены между собой и поддержаны по длине короткими сваями.
МОНТАЖ МОСТА
Схема монтажа вантового моста через р. Шайтанку следующая.
-	Монтаж балки жесткости на временных опорах в более высоких отметках по срав-
нению с эксплуатационным положением и шарнирное закрепление ее конца в ус-
тое.
-	Монтаж пилона в вертикальном положении.
-	Омоноличивание балки в устое после удаления части временных опор.
-	Монтаж всех вант на пилоне и закрепление концов канатов береговых вант в устое.
-	Наклон пилона в вертикальной плоскости до равновесного состояния (угол при-
мерно 14.2°).
-	Закрепление концов канатов русловых вант в балке жесткости.
-	Опускание балки жесткости на временных и постоянных опорах до отрыва балки от
опор и контроль продольного и поперечного профиля балки; контроль усилий в ка-
натах вант.
-	Фиксация опорных частей к опорам и монтаж деформационного шва.
-	Устройство проезжей части и барьерного ограждения на мосту.
-	Испытание моста.
-	Демонтаж временных опор и обустройств.
Наиболее сложным этапом монтажа был наклон пилона с заведенными вантами-
оттяжками.
15. Мосты по украинским проектам
545
15.6. МОСТ ЧЕРЕЗ ИРТЫШ В ОМСКЕ
Мост через реку Иртыш на Южном обходе Омска был введен по очередям: 1-я
очередь в 1989 г. и 2-я в 1994 г. Мост был построен МОСТООТРЯДОМ 63, а запроек-
тирован институтом КИЕВСОЮЗДОРПРОЕКТ. Главными инженерами проекта про-
летного строения моста были Г. Б. Фукс и М. М.Корнеев. Конструкции пролетного
строения изготовил Курганский мостовой завод.
Пролетное строение моста длиной 610 м выполнено по схеме
84+136.5+168+136.5+84 м. Пролетные строения моста выполнены раздельными под
разные направления движения. Габарит каждого проезда 11.5 м. В центральном проле-
те балка жесткости поддержана подпругами. В поперечном сечении балка жесткости
состоит из двух коробок с высотой стенки 3.2 м, объединенных поверху ортотропной
плитой. Полная ширина каждого пролетного строения моста 14.15 м.
Рис. 15.6.1. Поперечное сечение моста
544
15. Мосты по украинским проектам
На рис. 15.6.1 показано поперечное сечение балки жесткости: слева - в регуляр-
ной части балки, а справа - в опорной зоне.
Расход стали несущих конструкций пролетного строения, опорных частей и
элементов проезжей части составил 430 кг/м2.
ЛИТЕРАТУРА
1.	M.Komiyiv, G.B.Fuks, The South Bridge in Kyiv in Ukraine, Structural Engineering Interna-
tional, November 1994.
2.	Фукс Г.Б., Корнеев M.M. Вантовые мосты по украинским проектам. - В сб.: Сучасш про-
блема проектування, буд!вництва та експлуатацп споруд на шляхах сполучення. - К.,
1998.
3.	Корнеев М.М., Рентмайстер Ф.Э. Вантовый мост на въезде в Одесский морской порт. -
В сб.: Сучасш проблеми проектування, буд!вництва та експлуатацп споруд на шляхах спо-
лучення. - К., 2000.
4.	Корнеев М.М., Вантовый мост в Салехарде. - В сб.: Сучасш проблеми проектування,
буд!вництва та експлуатацп споруд на шляхах сполучення. - К., 2002.
5.	Корнеев М.М. и др. А.С.№ 755647 от 06.07.1978. Тележка для обслуживания канатов ван-
товых мостов.
6.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 949035 от 24.09.1980. Узел анкеровки каната.
7.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 939626 от 22.12.1980. Способ монтажа канатов вантового мос-
та и устройство для его осуществления.
8.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 949036 от 09.01.1981. Устройство для анкеровки длинномер-
ного напрягаемого элемента.
9.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 992646 от 09.04.1981. Узел анкеровки канатов вантового мос-
та.
10.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 1041618 от 01.03.1982. Вант.
11.	Корнеев М.М. и др. А.С. №1090603 от 20.09.1982. Тележка для обслуживания канатов вант
мостов.
12.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 1158650 от 26.12.1983. Верхнее строение пути железнодорож-
ного моста.
13.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 1385667 от 01.12.1987. Катковая опорная часть.
14.	Корнеев М.М. и др. А.С. № 1812263 от 14.03.1991. Вантовая система.
15.	МОСТЫ ПО УКРАИНСКИМ ПРОЕКТАМ....................................517
15.1.	Московский мост через Днепр в Киеве..............................................517
15.2.	Вантовый мост через Даугаву в Риге...............................................519
15.3.	Южный мост через Днепр в Киеве..................................................521
15.3.1.	Эстакадная часть моста......................................................522
15.3.2.	Вантовая часть моста........................................................523
12.3.3.	Напряженное состояние моста.................................................533
15.4.	Вантовый мост в Одесском порту..................................................534
15.5.	Мост-факел через Шайтанку в Салехарде...........................................539
15.6.	Мост через Иртыш в Омске.........................................................544
Литература.............................................................................545
15. Мосты по украинским проектам
545
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ...............................................3
1.	КЛАССИФИКАЦИИ МОСТОВ...................................5
2.	ПОЯВЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ МОСТОВ..............................9
3.	МАТЕРИАЛЫ И ПОЛУФАБРИКАТЫ..............................36
4.	РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ. НАГРУЗКИ..........................91
5.	РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ........................ 115
6.	РАСЧЕТЫ ВЫНОСЛИВОСТИ...................................192
7.	ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ...................................244
8.	СОЕДИНЕНИЯ.............................................277
9.	РЕГУЛИРОВАНИЕ УСИЛИЙ...................................350
10.	ОРТОТРОПНЫЕ ПЛИТЫ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ МОСТОВ...............362
11.	КАНАТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В МОСТАХ............................413
12.	ЭЛЕМЕНТЫ МОСТОВОГО ПОЛОТНА............................463
13.	ОПОРНЫЕ ЧАСТИ И ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ШВЫ....................477
14.	ЗАЩИТА МОСТА ОТ КОРРОЗИИ..............................501
15.	МОСТЫ ПО УКРАИНСКИМ ПРОЕКТАМ..........................517
546
Оглавление
Наукове видання
Корн/ев Михайло Михайлович
СТАЛЕВ1 МОСТИ
Теоретичний i практичний
посябник з проектування
(Росшсысою мовою)
Наша адреса:
ВАТ “Мостобуд”, Проектне бюро
УкраТна, 01033 м. КиТв, вул. Паньювська, 5
e-mail: s-bridge@carrier.kiev.ua
ГПдп. до друку 26.06.2003. Формат 70x100 '/16.
Патр друк. № 2. Cnoci6 друку офсетний.
Умовн.-друк. арк. 44,71. Обл.-вид. арк. 54,00.
Тираж 500. Зам. № 3-941.
ЗАТ“В1ПОЛ”, ДК№ 15
03151, м. КиТв, вул. Волииська, 60
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр.	Строка	Напечатано	Должно быть
6	Таблица 1.2 правый столбец, 7 строка	горах	городах
20	3 абзац, 4 строка	448 м	488 м
21	1 абзац, 1 строка	а и успешно	и успешно
31	1 абзац, 2 строка	Манхеттен. Построенный	Манхеттен, построенный
63	1 абзац, 4 строка	лреде ла	предела
79	2 абзац, 3 строка	029Г2С	09Г2С
84	1 абзац, 1 строка	приведенные ниже	приведенные выше
87	1 абзац, 1 строка	конструктивными	конструктивными деталями
93	3 абзац, 4 строка	требуют	требует
97	п.4.1.1.2.2. 3 абзац, 3 строка	выполнении и расчетов	выполнении расчетов
	п.4.1.1.2.2. 6 абзац, 3 строка	представленной	представленного
123	Таблица 5.1.3	выпуклая	вогнутая
		вогнутая	выпуклая
124	Таблица 5.1.4	<Л,| = <7; + (<7, +<?,)• 1-^- \ bQ 1	%•) =ст: +(CTi "сг:)' •"ТЧ к	1
163	Таблица 5.6.1	Три и более	Два и более
184	ф. 5.8.6		[Га
195	Таблица 6.3	Время при нагреве	Время, сек., при нагреве
206	1 строка	значения порогов	значения пределов
236	3 абзац, 4 строка	Р = 0	р = -1
257	1 строка	распора	напора
260	Рис.7.2.3	шкала Cf х снизу со знаком +	шкала Су z снизу со знаком •
263	п.7.2.5.1.3, 1 строка	ветровом	вихревом
308	п.8.3.2, 8 строка	(рис.8.3.1)	(рис.8.3.2)
314	Таб.8.4.6, 7 столбец	1.5, 2.0 и 0.85	1.5d, 2.0d и 0.85d
432	Таб.11.3.4	наепряженин	напряжений
443	Рис.11.6.5	кробок	коробок